Unidad Prof esiona l Z aca tenco - tesis.ipn.mxtesis.ipn.mx/jspui/bitstream/123456789/4680/1/297_DISENO DE... · FORMAS Y PERFILES 7 1.5.- PRODUCTOS DE ACERO 10 1.6.- ACEROS TÍPICOS

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TESIS PROFESIONAL

QUE PARA OBTENER EL TITULO DE INGENIERO CIVIL

PRESENTA

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA

México, D.F. Septiembre 2005

I IN NS ST TI IT TU UT TO O P PO OL LI IT TÉ ÉC CN NI IC CO O N NA AC CI IO ON NA AL L

ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA Y ARQUITECTURA Unidad Profesional Zacatenco

“LA TÉCNICA AL SERVICIO DE LA PATRIA”

http://www.esiaz.ipn.mx/

A DIOS: Por darme la oportunidad de estar viva y permitirme alcanzar una de las metas más importantes,

por iluminarme cada minuto en mi existir y cuidar de mí…

A MI MAMI: Si existe una persona a la cual le debo cada instante, lo que soy y objetivos realizados, la que me ha

educado y enseñado el significado de la vida y el esfuerzo, quien ha sido el motor para lograr mis metas e ideales…

Ahora quiero compartir con ella, este triunfo que será, apenas el principio de un porvenir, gracias por estar conmigo, por tu apoyo y compresión…

Con todo mi amor, gracias…

A MIS HERMANOS: Mis grandes ejemplos: Armando, por haber trazado el camino que haz recorrido para poder seguirte, tu esfuerzo, dedicación, responsabilidad y logros obtenidos. Raúl, por tu apoyo, comprensión y sobre todo

por enseñarme el sentido de la fortaleza, de luchar contra todo para sobrevivir cada día y no dejarte vencer por nada.

A MIS ABUELITOS: A dos grandes Ángeles, que cuidan de cada uno de nosotros, y están presentes en mi corazón,

gracias por esa gran familia que me dieron.

A MIS TIOS: Las personas que marcan la diferencia en tu vida son aquellas que se preocupan por ti, que te cuidan,

las que de muchas maneras están contigo. Gracias por todo su apoyo y cariño.

A MIS PRIMOS: Los amigos son Ángeles que nos ayudan a ponernos de pie cuando nuestras alas olvidan como volar, con el tiempo hemos volado juntos, esquivando obstáculos y derrotando fronteras, alentándonos y

apoyándonos, gracias a todos y cada uno de ustedes por su apoyo incondicional y por compartir momentos como éste.

A MIS AMIGOS: Algunas personas se convierten en amigos y permanecen por un tiempo... dejando huellas hermosas

en nuestros corazones... gracias a ustedes que juntos hemos logrado el eslabón e inicio de un porvenir, con el apoyo, respeto y cariño que siempre hemos entregado.

A MIS PROFESORES: Siendo ejemplos de una vida digna y de conocimiento, gracias por las enseñanzas y lecciones aprendidas día a día, en especial nombramiento al Ing. José Luis Flores, por todo su apoyo y entrega a la realización

de este trabajo; así como a cada uno de los profesores que tuve la oportunidad de conocer dentro de la ESIA.

AL INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL: Por los conocimientos y experiencias adquiridas dentro de la Escuela Superior de Ingeniería y Arquitectura.

ÍNDICE

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN I

Pág.

ÍNDICE I

CAPITULO 1 INTRODUCCIÓN 1

1.- INTRODUCCIÓN 2 1.1.- ESPECIFICACIONES DE DISEÑO 4

Método de Diseño de Valores Admisibles (ASD) 5 Método de Diseño de Factor de Carga y Resistencia (LRFD) 5

1.2.- CARACTERÍTICAS CLAVES PARA ESTRUCTURAS DE ACERO FORMADAS EN FRÍO

5

1.3.- EFECTO DEL FORMADO EN FRÍO 6 1.4.- FORMAS Y PERFILES 7 1.5.- PRODUCTOS DE ACERO 10 1.6.- ACEROS TÍPICOS APROBADOS 10

Otros aceros 11 1.7.- DUCTILIDAD REQUERIDA 12 1.8.- ACEROS TOTALMENTE DUROS - TIPO ESTRUCTURAL 12 1.9.- MIEMBROS ESTRUCTURALES 13 1.10.- ÁREA DE LA ESQUINA 13 1.11.- REGULACIÓN DEL ESPESOR DEL MATERIAL 14 1.12.- PROPIEDADES DEL ACERO 14 1.13.- CURVAS ESFUERZO – DEFORMACIÓN PARA ACERO VIRGEN 14 1.14.- PROPIEDADES DE LOS MATERIALES POR EFECTOS DEL FORMADO EN FRIO 15 1.15.- DISEÑO Y CÁLCULO DEL PUNTO DE FLUENCIA 16

(a) Para miembros en compresión axialmente cargados y miembros en flexión 16 (b) Para miembros en tensión axialmente cargados 16 (c) Los efectos de cualquier soldadura 16 CÁLCULO DEL PUNTO DE FLUENCIA 17

1.16.- CONCEPTO MEJORADO DE DISEÑO DE ACERO FORMADO EN FRÍO 18 1.17.- FILOSOFÍAS DE DISEÑO DE ACERO FORMADO EN FRÍO 19

Diseño de Esfuerzos Admisibles (ASD) 19 Diseño de Factores de Carga y Resistencia (LRFD) 19

1.18.- CARGAS DE DISEÑO ESTRUCTURAL 20 1.19.- COMBINACIONES DE CARGAS Y FACTORES DE CARGA LRFD. 20 1.20. -

CRITERIOS DE DISEÑO ESTRUCTURAL 21

Requerimientos de Resistencia ASD 21 Requerimientos de Resistencia LRFD 22

ÍNDICE

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN II

1.21.- FACTORES DE SEGURIDAD Y RESISTENCIA 22

Factor de Resistencia, Ω 22 Factor de Seguridad, φ 23

1.22. -

ESTADOS LÍMITE: EL LÍMITE DE UTILIDAD ESTRUCTURAL 23

Estado límite último (ELU) 23 Estado límite de servicio (ELS) 23

1.23. -

VIGAS: ECONOMÍA EN DISEÑO DE ASD CONTRA LRFD 24

CAPITULO 2 MIEMBROS EN TENSIÓN 25

2.1.- DEFINICIÓN DE MIEMBROS EN TENSIÓN 26 2.2.- EL MATERIAL: COMPORTAMIENTO DEL ACERO EN TENSIÓN 26

Prueba de un Espécimen 26 Prueba de un Miembro a tamaño real 27

2.3.- TÉRMINOS DE SECCIÓN TRANSVERSAL 28 2.4.- CRITERIOS DE DISEÑO 29 2.5.- MIEMBROS EN TENSIÓN – ASD 30

EJEMPLO 2.1 30 2.6.- MIEMBROS EN TENSIÓN – LRFD 31

EJEMPLO 2.2 31

CAPITULO 3 ELEMENTOS Y COMPORTAMIENTO 33

3.1.- ELEMENTOS DE PLACA DELGADOS EN COMPRESIÓN 34 Consideraciones de Pandeo Local 34 Tipos de Elementos en Compresión 34 ATIESADOR 34

3.2.- PANDEO ELÁSTICO CRÍTICO DE PLACA ATIESADA 35 Valores de k usados frecuentemente 36

3.3.- POST-PANDEO DE ELEMENTOS DE PLACA ATIESADA 37 3.4.- DISTRIBUCIÓN DE ESFUERZOS DE POST-PANDEO 38 3.5.- CONCEPTO ANCHO EFECTIVO 38

Relación ancho efectivo 40 3.6.- EXPRESIÓN UNIFICADA BÁSICA DE ANCHO EFECTIVO EN AISI 40

Relación unificada básica de ancho efectivo 41 3.7.- EFECTO LOCAL DE PANDEO 42 3.8.- DEFINICIONES IMPORTANTES 43 3.9.- RELACIÓN DE ESBELTEZ MÁXIMA DE LA SECCIÓN 43

1) Elemento en compresión atiesados (atiesador de borde) 43

2) Elementos en compresión atiesados (w/t ≤ 500) 44

3) Elementos en compresión no atiesados (w/t ≤ 60) 45

ÍNDICE

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN III

PERALTE DE LAS SECCIONES 45 3.10. -

ELEMENTOS ATIESADOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS 46

EJEMPLO 3.1 46 EJEMPLO 3.2 48

3.11.- ELEMENTOS NO ATIESADOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS 49 EJEMPLO 3.3 50

3.12. -

PROPIEDADES DE LAS SECCIONES 51

EJEMPLO 3.4 52 3.13. -

ELEMENTOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS CON BORDES A TENSIÓN 54

EJEMPLO 3.5 58 3.14. -

ELEMENTOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS CON UN ATIESADOR INTERMEDIO

61

ELEMENTOS CON UN ATIESADOR INTERMEDIO 62 EJEMPLO 3.6 63

3.15. -

ELEMENTOS ATIESADOS CON GRADIENTE DE ESFUERZOS 66

EJEMPLO 3.7 67 3.16. -

ELEMENTOS NO ATIESADOS SOMETIDOS A UN GRADIENTE DE ESFUERZOS 70

3.17. -

DISTORSIÓN POR CORTANTE (CRITERIO DE RESISTENCIA) 71

3.18. -

RIZADO DE PATINES (CRITERIO DE SERVICIABILIDAD) 72

CAPITULO 4 MIEMBROS EN FLEXIÓN 73

4.1.- DEFINICIÓN DE MIEMBROS EN COMPRESIÓN 74 4.2.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO 75 4.3.- MIEMBROS FLEXIONANTES 76

1) MIEMBROS SOPORTADOS LATERALMENTE 76 Factor Deformación por Compresión, Cy 77 2) MIEMBROS NO SOPORTADOS LATERALMENTE 78

4.4.- RESISTENCIA AL PANDEO LATERAL 78 1) PANDEO ELÁSTICO LATERAL-TORSIONAL 78 2) PANDEO INELÁSTICO LATERAL-TORSIONAL 79

4.5.- LONGITUD MÁXIMA NO ARRIOSTRADA, Lu 83 EJEMPLO 4.1 84

4.6.- MIEBROS TUBULARES CILÍNDRICOS 86 4.7.- RESISTENCIA AL CORTE 87

ÍNDICE

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN IV

CORTANTE EN ALMAS 87 1) ALMAS NO REFORZADAS 87

4.8.- CORTE NOMINAL, Vn 88 2) ALMAS REFORZADAS (Atiesadores transversales) 89 EJEMPLO 4.2 90

4.9.- FLEXIÓN Y CORTE COMBINADOS 91 Método ASD 92 Método LRFD 92

4.10. -

RESISTENCIA AL DESGARRAMIENTO DEL ALMA 94

CASOS DE CARGAS 94 FACTORES DE SEGURIDAD Y FACTORES DE RESISTENCIA 96 ECUACIONES DEL DESGARRAMIENTO DEL ALMA 96

4.11.- FLEXIÓN Y DESGARRAMIENTO DEL ALMA COMBINADOS 99 Método ASD 99 Método LRFD 100 EJEMPLO 4.3 102

CAPITULO 5 COLUMNAS Y VIGAS-COLUMNAS 103 5.1.- DEFINICIÓN DE VIGAS-COLUMNAS 104 5.2.- MIEMBROS CARGADOS CONCENTRICAMENTE A COMPRESIÓN 104 5.3.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO 105 5.4.- RESISTENCIA NOMINAL AXIAL, Pn 105 5.5.- ESFUERZO NOMINAL AXIAL AL PANDEO, Fn 105 5.6.- ESFUERZO AL PANDEO ELÁSTICO, Fe 106

PANDEO FLEXIONANTE 106 PANDEO TORSIONAL 106 PANDEO FLEXIONANTE - TORSIONAL 107

5.7.- FACTOR DE LONGITUD EFECTIVA, K 108 5.8.- ESTRUCTURAS SIN APOYO LATERALMENTE 109 5.9.- ESTRUCTURAS NO SIMÉTRICAS 110 5.10. -

LIMITE DE LA RELACIÓN DE ESBELTEZ, KL/r 110

EJEMPLO 5.1 110 EJEMPLO 5.2 112 EJEMPLO 5.3 114 EJEMPLO 5.4 117

5.11.- CARGA AXIAL Y FLEXIÓN COMBINADOS 129 ECUACIONES DE INTERACCIÓN PARA CARGA AXIAL A TENSIÓN Y FLEXIÓN COMBINADOS

130

CARGA AXIAL A COMPRESIÓN Y FLEXIÓN COMBINADOS 130

ÍNDICE

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN V

FUENTES DE ESFUERZOS A FLEXIÓN 131 ECUACIONES DE INTERACCIÓN PARA CARGA AXIAL, COMPRESIÓN Y FLEXIÓN COMBINADOS

133

Método ASD 133 Método LRFD 133

5.12. -

EFECTOS DE SEGUNDO ORDEN 134

EFECTOS DE MOMENTOS (Cmx, Cmy) 135 5.13. -

MIEMBROS CILÍNDRICOS TUBULARES 135

FLEXIÓN 135 COMPRESIÓN (CONCÉNTRICO) 136 EJEMPLO 5.5 137 EJEMPLO 5.6 142

CAPITULO 6 MIEMBROS DE ARRIOSTRAMIENTO 148

6.1.- DEFINICIÓN DE ARRIOSTRAMIENTO 149 6.2.- TIPOS DE ARRIOSTRAMIENTO 150 6.3.- REQUERIMIENTOS DE DISEÑO 151

SECCIONES SIMÉTRICAS 151 SECCIONES EN CANAL Y EN Z 152

6.4.- SISTEMAS DE ARRIOSTRAMIENTO 153 CONDICIONES DE DISEÑO 153

6.5.- ECUACIONES TÍPICAS DE DISEÑO 154 Secciones en C 154 Secciones en Z 155

6.6.- MIEMBROS DE ARRIOSTRAMIENTO 156 Resistencia Flexionante de un miembro 157 Resistencia axial de un miembro 158

6.7.- DIAFRAGMAS DE ARRIOSTRAMIENTO 160

CAPITULO 7 CONEXIONES Y UNIONES 162

7.1.- IMPORTANCIA DE LAS CONEXIONES 163 7.2.- CONEXIONES Y UNIONES 164 7.3.- EJEMPLOS DE ENSAMBLAJES (PARTES CONECTADAS) 164

MUROS 164 POLINES 165

7.4.- ESTRUCTURACIÓN TÍPICA RESIDENCIAL 166 7.5.- TIPOS DE CONECTORES 167 7.6.- CONEXIONES SOLDADAS 167 7.7.- SOLDADURA DE ARCO 168

ÍNDICE

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN VI

7.8.- DISEÑO PARA CONEXIONES SOLDADAS 169 A. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURAS DE RANURA EN JUNTAS A TOPE 169 B. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURA DE ARCO EN PUNTOS 170 Carga Paralela al Eje del Miembro 171 Carga Perpendicular al Eje del Miembro 172 C. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURA DE ARCO EN COSTURA 173 D. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURA DE ARCO DE FILETE 174 E. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURA DE RANURA DE BISEL 176

7.9.- SOLDADURAS DE RESISTENCIA 178 EJEMPLO 7.1 179

7.10. -

CONEXIONES ATORNILLADAS 181

7.11.- TIPOS DE FALLAS DE CONEXIONES ATORNILLADAS 182 7.12. -

RESISTENCIA AL CORTE DE DISEÑO BASADO EN ESPACIAMIENTO Y DISTANCIA DE BORDE

183

7.13. -

RESISTENCIA A TENSIÓN DE DISEÑO DE LA PARTE CONECTADA 183

7.14. -

RESISTENCIA A FLEXIÓN DE DISEÑO DE LA PARTE CONECTADA 184

Aplastamiento 184 Cortante y tensión en los tornillos 185

7.15. -

RUPTURA AL CORTANTE 186

EJEMPLO 7.2 187 7.16. -

CONEXIONES CON TORNILLOS 188

7.17. -

REQUISITOS DE DISEÑO 189

LIMITACIONES DE LA ESPECIFICACIÓN 190 ESTADOS LÍMITE 190 Espaciamiento mínimo 190

7.18. -

DISEÑO DE APLASTAMIENTO Y DESGARRAMIENTO 190

7.19. -

DISEÑO DE TENSIÓN O CORTANTE DEL TORNILLO 191

CORTANTE EN TORNILLOS 192 TENSIÓN EN TORNILLOS 192

7.20. -

DISEÑO DE TENSIÓN DE EXTRACCIÓN EN EL TORNILLO 192

7.21. -

DISEÑO DE TENSIÓN DE EXTRACCIÓN EN LA LÁMINA 192

ÍNDICE

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN VII

CAPITULO 8 PRUEBAS PARA CASOS ESPECIALES 194

8.- PRUEBAS PARA CASOS ESPECIALES 195 8.1.- PRUEBAS PARA DETERMINAR EL COMPORTAMIENTO ESTRUCTURAL 195

DISEÑO DE FACTOR DE CARGA Y RESISTENCIA (LRFD) 195 DISEÑO DE VALORES ADMISIBLES 197

8.2.- PRUEBAS PARA COMPROBAR EL COMPORTAMIENTO ESTRUCTURAL 198 8.3.- PRUEBAS PARA DETERMINAR LAS PROPIEDADES MECÁNICAS 198

Sección completa 198 Partes planas de secciones formadas 199 Acero virgen 199

8.4.- PROCEDIMIENTOS DE PRUEBAS 199

CAPITULO 9 ESTRUCTURAS DE ACERO LIGERO 200

9.1.- ESTRUCTURAS DE ACERO LIGERO EN LA CONSTRUCCIÓN 201 9.2.- COMENTARIOS Y VENTAJAS DE LA ESTRUCTURACIÓN DE ACERO LIGERO 202 9.3.- IDENTIFICACIÓN DEL ACERO 202 9.4.- FABRICACIÓN DE PRODUCTOS DE ACERO LIGERO 203 9.5.- HERRAMIENTAS PARA CONSTRUCCIÓN DE ESTRUCTURAS DE ACERO LIGERO 204 9.6.- SECCIONES EN “C” 204 9.7.- TIPOS DE CONSTRUCCIÓN 205 9.8.- RENDIMIENTO TÉRMICO 206

GLOSARIO DE TÉRMINOS Y ABREVIATURAS 207

CONCLUSIONES 213

ANEXOS 215

BIBLIOGRAFÍA i

CAPITULO 1. INTRODUCCIÓN

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN 1

1.- INTRODUCCIÓN



Actualmente el Acero Estructural esta teniendo gran auge en la Industria de la Construcción, esto debido a sus propiedades y por tanto, ventajas en comparación de otros materiales. Entre ello, podemos mencionar lo siguiente:

• Alta resistencia: por lo que permite estructuras relativamente livianas.

• Elasticidad: puede alcanzar esfuerzos considerables.

• Ductilidad: permite soportar grandes deformaciones sin falla. • Tenacidad: Capacidad de absorber grandes cantidades de energía en deformación.

• Facilidad de unión con otros miembros: a través de remaches, tornillos o soldadura con otros perfiles.

• Rapidez de montaje: la velocidad de construcción superior al resto de los materiales.

• Disponibilidad de secciones y tamaños. • Costo de recuperación: en estructuras de acero de desecho, como chatarra de acero.

• Reciclable: el acero es un material 100 % reciclable además de ser degradable, por lo que no contamina.

• Prefabricación de estructuras: permite realizar la mayor parte posible de una estructura en taller y la mínima en obra consiguiendo mayor exactitud.

• Durabilidad: Si el mantenimiento de las estructuras de acero es adecuado duraran indefinidamente.

En general, el acero es un material adecuado para la construcción, ahora bien, dependiendo el proceso de trabajarlo, funcionará de manera adecuada en el diseño estructural. El acero rolado en caliente es el más común, sin embargo, también el acero formado en frío, suele ser una medida de trabajo de gran auge y beneficio en estos tiempos. El trabajo en frío, permite trabajar a temperaturas muy bajas para extruir el material, logrando espesores más delgados y con mejor acabado, estrechas tolerancias dimensionales, así como elevada resistencia mecánica, alta dureza y baja ductilidad.

“Los miembros estructurales de acero formado en frío, son aquellos manufacturados por troquelada sobe láminas, cortadas de rollos largos o placas, por rollos o láminas formadas en frío o roladas en caliente, trabajadas a temperatura ambiente natural, sin necesidad de elevar dicha temperatura”.

Las estructuras actualmente realizadas con perfiles delgados formados en frío tienen utilidad en naves industriales, casas habitación, edificios de 3 a 4 niveles y puentes de claros pequeños, el auge de este tipo de construcciones es debido a que primordialmente el acero es reciclable y algunas de sus características suelen ser: Producción masiva y calidad uniforme, Estructuras fáciles de prefabricar, Estructuras de peso ligero muy convenientes en zonas sísmicas, Economía en transportación y manejo, Montaje rápido y simple, Durabilidad, Uniformidad del material, Variedad de recubrimientos, Protección antifuego con pinturas especiales, entre otras.

Además se puede tener una gran variedad de secciones abiertas como los perfiles Z, C, Angulares, Tipo Sombrero, etc. o secciones cerradas como los tubos o secciones tubulares, cuadradas o rectangulares y



secciones compuestas con una infinita posibilidad de formas. También se tienen paneles para cubiertas laterales así como pisos de acero para techumbres y entrepisos.

Por lo anterior este es un material que por las ventajas antes mencionadas en todo el mundo esta teniendo una gran aceptación. Aunque actualmente es mayormente utilizado en los países de gran desarrollo, como Estados Unidos y Canadá, y para bien, puede ser una gran propuesta y solución al diseño estructural en cualquier lugar. Podríamos considerarlo y retomar lo necesario para su buen uso y desarrollo.

Ahora bien, para conseguir un buen diseño estructural se debe obligar al Ingeniero estructurista a diseñar y revisar conforme a Reglamentación y Normatividad adecuada valiéndose de cada una de las Especificaciones dadas para el diseño de dichas estructuras. Frecuentemente no tenemos bastante información o al menos la necesaria a nuestras manos para poder diseñar, muchos aún desconocen la noción de que existen ciertos documentos que nos dan las normas de diseño, desde nuestros estudios hasta nuestra vida profesional. Estos documentos tienen la finalidad de mostrar cada una de las Especificaciones de diseño considerando tanto las propiedades del material como las singularidades mecánicas, requisitos y comportamiento de la estructura a diseñar.

Por tal motivo me veo en la necesidad de crear un compendio sobre las Especificaciones necesarias, y normatividad para el buen diseño de una estructura de acero. Ahora bien, tratándose de las grandes ventajas del acero en su modalidad formado en frío, a lo largo de este trabajo pretendo dar cada una de las especificaciones, consideraciones, requisitos y otros, así como ejemplos e ilustraciones que nos den una visión clara de lo que es formar una estructura de acero de este tipo. Para cumplir con esta responsabilidad, se ha tomado como base y/o fundamento, las “Especificaciones para Diseño de Miembros Estructurales de Acero Formado en Frío AISI, edición 1996”, las cuales serán complementación y guía de éste propósito.



1.1.- ESPECIFICACIONES DE DISEÑO

Las especificaciones de diseño dan una guía específica sobre el diseño de miembros estructurales y conexiones. Ellas presentan las directrices y criterios que permiten a un ingeniero estructurista llevar a cabo los objetivos indicados en un proyecto. Para el diseño estructural, es importante conocer y considerar la normatividad y especificaciones necesarias, con el fin de satisfacer tres necesidades primordiales:

Seguridad

Las estructuras no solo deben soportar las cargas impuestas (estado límite de falla), sino que además las deflexiones y vibraciones resultantes no sean excesivas alarmando a los ocupantes, o provoquen agrietamientos (estado límite de servicio).

Costo

Se debe siempre procurar abatir los costos de construcción sin reducir la resistencia, algunas ideas que permiten hacerlo son usando secciones estándar, haciendo detallado simple de conexiones y previendo un mantenimiento sencillo.

Factibilidad

Las estructuras diseñadas deben fabricarse y montarse sin problemas, por lo que el proyectista debe adecuarse al equipo e instalaciones disponibles debiendo aprender como se realiza la fabricación y el montaje de las estructuras para poder detallarlas adecuadamente, debiendo aprender tolerancias de montaje, dimensiones máximas de transporte, especificaciones sobre instalaciones; de tal manera que el proyectista se sienta capaz de fabricar y montar la estructura que esta diseñando.

Las especificaciones de mayor interés para el ingeniero estructurista en acero, son aquellas publicadas por las siguientes organizaciones: American Iron and Steel Institute (AISI), American Institute of Steel Construction (AISC), American Society of Civil Engineers (ASCE), North American Cold-Formed Steel Design Specification.

Según el tipo de acero, se siguen los lineamientos correspondientes de la especificación dada.



TIPO DE ACERO ESPECIFICACIÓN

Acero al carbón, formado en frío AISI - 1996

Acero inoxidable, formado en frío ASCE

Acero al carbón, formado en frío NASPEC

Acero rolado en caliente AISC

En este caso, el Diseño de Estructuras de Acero Formado en frío, se llevará a cabo usando las Especificaciones AISI – 1996 y complemento No. 1 – 99. Estas especificaciones se aplican al diseño de perfiles estructurales formados en frío a partir de hojas, flejes, placas o barras de acero al carbono o de baja aleación, de no más de una pulgada de espesor (25.4 mm) y empleados con el propósito de soportar cargas en edificios; claro que se permite el empleo de dichas especificaciones en estructuras que no sean edificios, a condición de establecer tolerancias apropiadas para los efectos dinámicos. Las expresiones de resistencia nominal y el diseño en general, están presentadas con filosofías opcionales de diseño en cualquiera de sus versiones DISEÑO DE VALORES ADMISIBLES (ASD) O DISEÑO DE FACTOR DE CARGA Y RESISTENCIA (LRFD). En el caso de estructuras de acero inoxidable (cubiertas por el ASCE), se presenta el Diseño de factor de Carga y Resistencia (LRFD). Ambos métodos son aceptados aunque puedan o no producir diseños iguales, sin embargo, estos dos métodos no deben mezclarse en el diseño de varios componentes de acero formado en frío de una misma estructura.

Veamos en que consiste cada método:

Método de Diseño mediante Esfuerzos Permisibles (ASD)

Es un método para dosificar componentes estructurales (miembros, conectores, elementos de conexión y montajes) tales que los esfuerzos admisibles, fuerzas admisibles o momentos admisibles no son excedidos por el requerimiento de resistencia de un componente determinado por los efectos de carga de todas las apropiadas combinaciones de cargas nominales.

Un miembro se selecciona de manera que tenga propiedades transversales como área y momento de inercia suficientemente grandes para prevenir que el esfuerzo máximo exceda un esfuerzo permisible., el cual estará en un rango elástico del material y será menor que el esfuerzo de fluencia (Fy).

Método de Diseño de Factor de Carga y Resistencia (LRFD)

Es un método de dimensionamiento de componentes estructurales (miembros, conectores, conexión de elementos y montajes) tales que no se aplican si se excede el estado límite cuando la estructura está sujeta a todas las combinaciones apropiadas de carga.



Los factores de carga se aplican a las cargas de servicio y se selecciona un miembro que tenga suficiente resistencia frente a las cargas factorizadas. Además, la resistencia teórica del miembro es reducida por la aplicación de un factor de resistencia. El criterio que debe satisfacer en la sección de un miembro es: carga factorizada < resistencia factorizada.

Las estructuras de acero rolado en caliente están cubiertas por el AISC para Diseño de Factor de Carga y Resistencia (LRFD 2ª edición, 1994).

Por la actividad del (TLC) Tratado de Libre Comercio, bajo los auspicios del AISI, se empezó a trabajar conjuntamente con Canadá, Estados Unidos y México en 1995 con el objetivo de desarrollar una especificación de Norte América para Diseño de Acero Formado en Frío.

1.2.- CARACTERÍTICAS CLAVES PARA ESTRUCTURAS DE ACERO FORMADAS EN FRÍO

1.- Las secciones son formadas en frío a base de láminas o placas.

2.- Las propiedades originales mecánicas del acero son cambiadas en ciertas áreas de las secciones, debido a la formación en frío de las secciones. Largas deformaciones asociadas con el formado en frío a un acero con propiedades cambiadas. Las propiedades de las secciones transversales son determinadas de forma usual, excepto cuando la sección es totalmente efectiva.

3.- Hay secciones estandarizadas, pero además, se pueden generar cualquier tipo de secciones que más convengan en los proyectos. Las secciones formadas en frío pueden hacerse para usuarios en aplicaciones específicas.

4.- El material es delgado (en la mayoría de los casos menores a 1/8” = 3.17 mm). Los elementos de acero delgado pandean primeramente, pero el incremento de la resistencia por post-pandeo es tan significante que se toma en cuenta. Esto es similar a lo que se ha hecho en el diseño de aeronaves.



5.- El modo predominante de falla en estas estructuras es debido al pandeo local (pandeo de placas), seguido por un incremento de resistencia por post-pandeo.

Los elementos de acero delgado pandean primeramente, pero el incremento de la resistencia por post- pandeo es significante y esta es tomada en cuenta en la resistencia. Esto es similar a lo que se ha hecho en el diseño de aeronaves.

La mayor diferencia que podemos encontrar entre secciones en caliente y en frío, consiste en la temperatura del sitio de formado, espesores menores, y algunos efectos de trabajo, especialmente cuando el material es doblado a través de ángulos significantes.

1.3.- EFECTO DEL FORMADO EN FRÍO

En la figura 1.1, se ilustra el proceso de formado, en el cual, la lámina plana muestra las propiedades vírgenes del material original (a). Esas son las propiedades dadas por la ASTM o las NOM respectivas. El material en el área de la esquina (b) ha sido significativamente deformado plásticamente. Una vez que la carga de formación se remueve, todo el comportamiento subsecuente refleja un material con resistencia más alta, con frecuencia sin muestra de fluencia, con menor alargamiento a la ruptura.

Figura 1.1. Transición sobre la lámina plana (a) a la configuración doblada.

Los dos diagramas anteriores de esfuerzo-deformación ilustran la respuesta de un elemento en el área de esquina de acero formado en frío. Todos los elementos formados en frío tienen áreas pequeñas de la sección transversal donde el trabajo en frío es significante.

1.4.- FORMAS Y PERFILES

1.- Formas más comunes.



¯ Superficies de material a base de paneles como muros laterales, techumbres, y losas compuestas (LOSA-CERO).

¯ Miembros individuales usados como polines, largueros, puntales y vigas.

2.- Otras formas geométricas.

¯ Tales como secciones perforadas, reforzadas con ceja en el borde, aquellas que tienen una ceja alrededor de la perforación, en contraste con una perforación en zona plana.

¯ Secciones compuestas.

¯ Posibilidades geométricas infinitas.



Entre algunas formas geométricas, se encuentran los siguientes:



Figura 1.2. Algunas formas típicas de secciones transversales formadas en frío.

Además, debido a su facilidad de formado, se pueden obtener algunos perfiles, tanto para muros, como para láminas y techos, como se ve en la figura siguiente:

Figura 1.3. Algunas secciones transversales típicas de paneles formados en frío.

1.5.- PRODUCTOS DE ACERO

Los productos que se derivan del acero, siguen el criterio de ASTM y/o las NOM, así como la especificación AISI. Estos productos son:



PRODUCTO ESPECIFICACIÓN

Lámina y tira Se distinguen por el ancho. Espesores en forma plana < 0.23 pulgadas (5.84 mm).

Placa Espesor > 0.18 pulgadas ó 0.203 pulgadas (4.57 mm ó 5.15 mm), dependen del ancho.

Solera El espesor es como la placa, y su ancho es menor a 8 pulgadas (20.3 mm).

1.6.- ACEROS TÍPICOS APROBADOS

Para asegurar una buena calidad estructural como lo definen las especificaciones AISI se requiere de aceros aprobados por la Sociedad Americana para la Prueba de Materiales, ASTM, a continuación se proporciona una lista de estos aceros:

ASTM A36/A36M Acero Estructural al Carbón

ASTM A242/A242M Acero Estructural de Alta Resistencia de Baja Aleación

ASTM A283/A283M Placas de Acero al Carbón de Resistencia a la Tensión Baja e Intermedia

ASTM A500 Tubular Estructural de Acero al Carbón Formado en Frío sin costuras y Soldado

ASTM A529/A529M Acero de Calidad Estructural de Alta Resistencia Carbón – Manganeso

ASTM A529/A529M Acero Estructural con un Mínimo Punto de Fluencia en 42 ksi (2960 kg/cm²) (Espesor máximo de ½ pulgada)

ASTM A570/A570M Acero, Lámina y Fleje, al Carbono, Rolado en Caliente, de calidad estructural

ASTM A572/A572M Aceros de Vanadio – Niobio de Baja Aleación de Alta

ASTM A588/A588M Acero Estructural de Baja Aleación de Alta Resistencia con un mínimo Punto de Fluencia de 50 ksi (345 MPa)[3500 Kg/cm²] de hasta 4 pulgadas (100 mm) de espesor

ASTM A606 Acero, Lámina y Fleje de Alta Resistencia, Baja Aleación, Rolado en caliente y en Frío, con una Resistencia Atmosférica mejorada a la corrosión

ASTM A607 Acero en láminas y Flejes de Alta Resistencia, de Baja Aleación, de Vanadio o Niobio, o ambos, Rolados en caliente o en frío.

ASTM A611 (Grados A, B, C y D), Acero, Lámina al carbón, Rolado en frío, de calidad estructural.

ASTM A653/A653M (SQ Grados 33, 37, 40 y 50 Clase I y Clase 3; HSLA Tipos I y II, Grados 50, 60, 70 y 80), Lámina de Acero, Revestida de Zinc (Galvanizada) o Revestida con Aleación Zinc – Hierro (Galvanizada por el Proceso de Inmersión en Caliente)

ASTM A715 (Grados 50, 60, 70 y 80), Acero en Láminas y Flejes, de Alta Resistencia, Baja Aleación, Rolados en Caliente, con una maleabilidad mejorada



ASTM A792 (Grados 33, 37, 40 y 50A), Acero en Láminas, con recubrimiento de Aleación de 55% Aluminio-Zinc a través del Proceso de Inmersión en Caliente

Muchos de los grados de los aceros son igualmente usados para construcción de formados en frío y rolado en caliente. Sin embargo aparecen diferencias en los productos.

La resistencia a tensión y el punto de fluencia para diseño de estructuras de acero formado en frío de los aceros más usados son los siguientes:

A653, Grados 33, 37, 40, 50 Fy = 2325 a 3520 Kg/cm² Fu = 3170 a 4930 Kg/cm² A653, Grado 80 Fy = 5636 Kg/cm² Fu = 5777 Kg/cm² A500 (para tubos solamente) Fy = 2325 a 3520 Kg/cm² Fu = 3170 a 4370 Kg/cm² A529 Fy = 4370 Kg/cm² Fu = 4227 Kg/cm² A570 Fy = 2113 a 3520 Kg/cm² Fu = 3450 a 4580 Kg/cm² A606 (resistente a corrosión) Fy = 3170 a 3520 Kg/cm² Fu = 4580 a 4930 Kg/cm² A607 Fy = 3170 a 4930 Kg/cm² Fu = 4227 a 5990 Kg/cm²

Es posible usar otros aceros que no estén listados anteriormente, no obstante, éstos tienen que cumplir con algunos requerimientos, requisitos mecánicos y químicos, especialmente en lo concerniente a ductilidad. En general, se intenta que los materiales o elementos estructurales muestren suficiente resistencia y ductilidad.

Otros aceros

Estos aceros deben sujetarse tanto a análisis, pruebas y otro tipo de controles al alcance del producto y del comprador, y de manera prescrita por las especificaciones enlistadas:

Ø Espesor máximo ≤ 1 pulgada (25.4 mm). Ø Propiedades mecánicas y químicas verificables. Ø Requerimientos mínimos de ductilidad.

1.7.- DUCTILIDAD REQUERIDA

Capacidad de un material para ser deformado plásticamente sin presentar fractura. Usualmente se expresa como el porcentaje máximo de elongación que alcanza una barra del material al ser estirado. El acero permite soportar grandes deformaciones sin falla, alcanzando altos esfuerzos en tensión, ayudando a que las fallas sean evidentes.

Según las especificaciones AISI-96, se recomienda la siguiente condición:

08 . 1 F F

y

u ≥



Donde:

Fu = Resistencia en tensión Fy = Punto de Fluencia

Elongación ≥ 10 % en 2” (5.04 cm) de longitud de calibración.

≥ 7 % en 8” (20.3 cm) de longitud de calibración.

Lo anterior debe ser al ser sometido un espécimen estándar a un ensayo de acuerdo a ASTM A370. Este criterio es aplicable para aceros usados para miembros y conexiones. Si estos requisitos no pueden cumplirse, se satisfará el siguiente criterio:

Elongación local a través de la fractura ≥ 20 % en ½” (1.27 cm) de longitud de calibración.

Elongación uniforme fuera de la fractura > 3 %

La información anterior se obtiene en pruebas de “Métodos Estándares para determinar la Ductilidad Local y Uniformidad”, de Diseño de Acero Formado en Frío.

Cuando se determine la ductilidad del material en base al criterio de la elongación local y uniforme, el uso del material se restringe al diseño de miembros estructurales horizontales los cuales soportan pisos de techos o paneles de cubiertas y cargas aplicadas principalmente por flexión, que es el caso de largueros y vigas. Existen disposiciones adicionales destinadas a aceros de baja ductilidad.

1.8.- ACEROS TOTALMENTE DUROS - TIPO ESTRUCTURAL

Los aceros que cumplen con ASTM A653 Calidad estructural Grado 80, 550 y A611 Grado E y otros aceros, caracterizados como totalmente duros, serán permitidos en particular para configurar multi- almas, tales como techumbres, cubiertas de pisos o paneles cumpliendo con las siguientes condiciones: 1. La Resistencia de Fluencia, Fy, usada para el diseño de elementos, miembros y conjuntos

estructurales, se tome como el 75% del punto de fluencia mínimo especificado o 60 ksi (4200 kg/cm²), cualquiera que sea el menor.

2. La Resistencia de Tensión, Fu, empleada para el diseño de conexiones y uniones se toma como el 75% del esfuerzo de tensión mínimo especificado o 62 ksi (4370 kg/cm²), cualquiera que sea el menor.



De cualquier manera, se deben realizar pruebas de cargas de diseño de acuerdo con las disposiciones para determinar el Comportamiento Estructural. De estas pruebas, las resistencias de diseño no deben exceder las resistencias calculadas.

1.9.- MIEMBROS ESTRUCTURALES

Para llevar de un Formado en frío a la forma final del miembro estructural, se debe disponer de un equipo necesario y adecuado para su elaboración.

Equipo de formado en frío.

• Prensa dobladora. • Prensa a presión. • Maquinas de formado rolado.

El rolado en caliente para su formado toma lugar a altas temperaturas (815° C o más). Los productos de acero (lámina, faja, etc.) son formados en un sitio a temperatura para obtener la forma final.

La deformación del formado en frío pasa el punto de fluencia en áreas locales de la sección transversal (esquinas, etc.).

1.10.- ÁREA DE LA ESQUINA

Figura 1.4. Espesor menor en el área de la esquina.

En esta área, el material en el exterior es deformado significativamente. Por esta razón, el espesor del material en el área de esquina es menor que el espesor original. El tamaño del área de esquina depende del espesor original. Esto es, el espesor se alarga, el área se alarga influenciada por el proceso de formado. Debido a la deformación plástica en el área de esquina, las propiedades del material en esta



región cambian: el esfuerzo de fluencia es mayor que el original, también llamado acero virgen, cuyas propiedades están especificadas por la ASTM.

1.11.- REGULACIÓN DEL ESPESOR DEL MATERIAL

Espesor de Diseño Producto, acero plano llano, de espesor, t (recubrimiento excluido).

Espesor Mínimo de Entrega El espesor mínimo es 0.95t, sea medido el producto real.

Fórmulas de Diseño Tomar en cuenta esquinas y efectos de tolerancia.

Todas las mediciones de espesores se refieren al acero llano.

Aún así el espesor del acero puede ser menor que t en ciertas áreas locales (esquinas, por ejemplo), los requerimientos de diseño de la especificación AISI-96, toman en cuenta esas variaciones. Muchas láminas de acero y productos similares son entregadas con recubrimientos. Por ejemplo es común recubrir con Zinc, así como es un gran número de otros tipos (por apariencia, etc.).

1.12.- PROPIEDADES DEL ACERO

Estas propiedades son medidas claves de resistencia y deformabilidad:

Esfuerzo de Fluencia Fy

Resistencia a la Tensión Fu

Relación de Tensión a Fluencia Fu / Fy

Alargamiento a la Fractura εu

Las propiedades de resistencia siempre se refieren aquellas de acero virgen u original (estado plano) antes de que se haya hecho cualquier formado.

1.13.- CURVAS ESFUERZO – DEFORMACIÓN PARA ACERO VIRGEN

En las curvas de la siguiente figura, se muestran puntos típicos para los grados: resistencia de fluencia y tensión; mesetas de fluencia para algunos aceros, y pérdida de lo mismo para otros, generalmente tipos con mayor resistencia; datos de alargamientos para los distintos aceros. Además, se hace notar la respuesta de un acero típico de dureza total: A653, Grado 80 comparado con el Grado 50 del mismo acero.



Figura 1.5.Curvas esfuerzo – deformación para acero virgen.

1.14.- PROPIEDADES DE LOS MATERIALES POR EFECTOS DEL FORMADO EN FRIO

Figura 1.6.Propiedades mecánicas del Acero formado en frío.

El trabajo del formado en frío cambia las propiedades mecánicas del acero; endurecimiento por deformación y deformación por el tiempo, ambas contribuyen a los cambios en propiedades mecánicas.

→ La curva A representa la curva esfuerzo – deformación para el acero virgen.



→ La curva B representa el rango de descarga en el endurecimiento por deformación. → La curva C representa la recarga inmediata.

→ La curva D muestra el cambio en ambos Fy y Fu, resultando por ambas endurecimiento por deformación y deformación por el tiempo. En suma el incremento en fluencia y esfuerzos de tensión ocurre una reducción en ductilidad.

1.15.- DISEÑO Y CÁLCULO DEL PUNTO DE FLUENCIA

El punto de fluencia usado en el diseño Fy, no excederá el punto de fluencia mínimo especificado de los aceros aprobados enlistados anteriormente, según se establezcan las pruebas, o como se incremente la resistencia a partir de la formación del trabajo en frío.

Se recomienda en las especificaciones AISI, usar acero virgen con punto de fluencia, Fy, o bien, considerar un promedio de punto de fluencia para la sección transversal, Fya. Acero virgen, se refiere a la condición del acero antes de la operación del formado en frío, ya sea enrolado o plano.

Se puede determinar el punto de fluencia sobre cualquiera de las siguientes limitaciones y métodos:

(a) Para miembros en compresión axialmente cargados y miembros en flexión

1) Prueba de tensión de la sección transversal total.- Los procedimientos de los ensayos de tensión concordarán con los Métodos Estándar y Definiciones para Ensayos Mecánicos de Productos Metálicos; ASTM A370. la determinación del punto de fluencia a compresión se efectuará por medio de pruebas a la compresión sobre probetas cortas de especimenes de la sección.

2) Prueba de columna corta.- El esfuerzo de fluencia en compresión se tomará como el valor menor ya sea, de la resistencia máxima a la compresión de la sección dividida entre su área transversal o del esfuerzo definido por algún método o prueba especial considerado posteriormente.

3) Cálculo del promedio del punto de fluencia, como se muestra a continuación:

f F ) C 1 ( CF F y yc ya − + =

(b) Para miembros en tensión axialmente cargados

1) Prueba de tensión de la sección transversal total. 2) Cálculo del promedio del punto de fluencia.

(c) Los efectos de cualquier soldadura



Éstos, sobre las propiedades mecánicas de un miembro se determinarán en base a pruebas de especimenes de sección total incluyendo en estos la longitud de la muestra de la soldadura que el fabricante intenta emplear. Se establecerá cualquier tolerancia necesaria en el uso estructural del miembro para tal efecto. El efecto del trabajo en frío no puede ser usado para todas las aplicaciones; el incremento de la resistencia a partir de la formación del trabajo en frío será permitido con las sustituciones Fya por Fy, donde Fy es el promedio del punto de fluencia de la sección total. Tal incremento debe ser limitado en miembros a flexión y a tensión, mismo que se explicará más adelante.

CÁLCULO DEL PUNTO DE FLUENCIA

Esta es una opción de los diseñadores para tomar ventaja del mayor punto de fluencia en el efecto de trabajo en frío. Si la opción de cálculo es seleccionada, el valor del esfuerzo de fluencia del área de la esquina debe ser determinada se explica a continuación, bajo las especificaciones AISI:

yf yc ya F ) C 1 ( CF F − + =

Ø Definiciones

Fya = Punto de Fluencia promedio del acero en toda la sección de miembros en compresión o secciones de patines de miembros en flexión.

C = (Área total esquina)/(área sección transversal) Para miembros en compresión, relación del área total de la sección transversal de las esquinas con respecto al área transversal total de la sección completa; para miembros en flexión relación del área total de la sección transversal de las esquinas del patín de control con respecto al área total de la sección transversal del patín de control.

Fyc = Punto de fluencia en tensión de las esquinas. Está en función de la ductilidad del acero virgen.

m yv c

yc

t R

F B F

=

La ecuación anterior sólo es aplicable cuando: 2 . 1 F F

yv

uv ≥ , 7 t R

≤ , y el ángulo mínimo incluido < 120°.

La relación R/t puede ser como si fuera una medida del trabajo de deformación en la lámina.



Fyc = Promedio ponderado del punto de fluencia en tensión de las porciones planas que se establecen en las pruebas correspondientes o punto de fluencia del acero virgen si no se realizan las pruebas.

Fyv = Punto de fluencia en tensión del acero virgen según las disposiciones de las especificaciones AISI sobre el Acero Virgen.

79 . 1 F F

819 . 0 F F

69 . 3 B 2

yv

uv

yv

uv c −

−

= 068 . 0

F F

192 . 0 m yv

uv −

=

R = Radio de doblez interior. Fuv = Resistencia última en tensión del acero virgen.

1.16.- CONCEPTO MEJORADO DE DISEÑO DE ACERO FORMADO EN FRÍO

En resumen las características únicas de la construcción de acero formado en frío, se nombran a continuación:

û Bajo peso, alta resistencia y espesores menores del material. û Muchos aceros son usados en estructuras, ambas acero formado en frío y acero rolado en

caliente. û Las secciones son formadas en frío en secciones habituales. û Relaciones grandes de ancho-espesor, esquinas redondeadas. û Post-pandeo: la influencia de pandeo local. û Elementos atiesados y no atiesados.

Esta última característica es importante en el diseño del ancho efectivo, mismo que será detallado en el capítulo 3. Estos elementos pueden ser:

1) Elementos atiesados. 2) Elementos parcialmente atiesados. 3) Elementos sin atiesar.

Algunos ejemplos de elementos atiesados y no atiesados están dados en las siguientes figuras. Detalles adicionales serán dados en el capítulo 3, y algo ampliado también de otros miembros de diseño en capítulos 4 y 5.



Figura 1.7. Ejemplos de elementos atiesados y no atiesados.

La alta relación ancho-espesor, pandeo local, comportamiento al post-pandeo y los efectos del cortante juegan un rol muy importante en la construcción de acero formado en frío. No toda la sección transversal es capaz de participar en la transmisión de la carga; la parte(s) que es (están) consideran al ancho efectivo.

1.17.- FILOSOFÍAS DE DISEÑO DE ACERO FORMADO EN FRÍO

El diseño de acero formado en frío usa las mismas filosofías básicas de diseño de acero rolado. La edición 1996 de las Especificaciones de AISI caracterizan las expresiones de resistencia nominal con la opción de diseñar con cualquiera ASD o LRFD.

Diseño de Esfuerzos Admisibles (ASD)

Este método se caracteriza por los siguientes parámetros clave:

1) Diseño por resistencia: Cargas de servicio, resistencia nominal,

Factores de Seguridad: Resistencia Admisible.

2) Diseño por Serviciabilidad: Cargas de servicio, resistencias nominales,

Factores de seguridad: Comportamiento Estructural Bajo Condiciones de Servicio.

3) Las cargas y resistencias son variables determinísticas: Cargas Admisibles y Resistencia.

4) Misma filosofía y planteamiento básico que el AISC.

Se han encontrado diferencias en el uso de resistencias nominales, divididas por los representativos factores de seguridad, para llegar a resistencias / cargas admisibles.



Una desventaja notable es menor seguridad uniforme que el LRFD. El factor de seguridad no ha llegado al final de cálculos reales de resistencia admisibles contra resistencia última. Antes era un factor basado en la experiencia, el cual contaba con soluciones aceptables de diseño.

Diseño de Factores de Carga y Resistencia (LRFD)

Este método se caracteriza por los siguientes parámetros clave:

1) Diseño por resistencia: Cargas de servicio factorizadas, resistencias nominales factorizadas, factores de carga, factores de resistencia, estados límite últimos.

2) Diseño por serviciabilidad: Cargas de servicio, resistencias nominales, estados límites de serviciabilidad.

3) Las cargas y resistencias son variables aleatorias. 4) Misma filosofía y planteamiento básico que el AISC.

En este caso, se han encontrado diferencias en algunos factores de carga y combinaciones de carga. Y la ventaja es que LRFD da seguridad más uniforme y confiabilidad que ASD.

1.18.- CARGAS DE DISEÑO ESTRUCTURAL

1) Cálculos usuales para:

D = Carga muerta nominal L = Carga viva nominal S = Carga nominal de Nieve W = Carga nominal de Viento E = Carga nominal de Sismo C = Carga de Construcción R = Resistencia requerida

2) Valores de cargas de servicio para ASD. 3) Cargas factorizadas para LRFD. 4) Factores de carga de ASCE-7-95 con algunas diferencias.

Las cargas de servicio son tomadas sobre las cargas aplicadas por reglamento, tanto ASCE-7-95 u otros. Los factores de carga son primariamente los de ASCE; aparecen algunas diferencias mayormente debido a las características únicas de construcción de acero formado en frío: cargas muertas bajas, influencia del piso de acero, cargas de construcción.



1.19.- COMBINACIONES DE CARGAS Y FACTORES DE CARGA LRFD.

1) 1.4D + L

2) 1.2D + 1.6L + 0.5 (Lr ó S ó Rr)

3) 1.2D + (1.4Lr ó 1.6S ó 1.6 Rr) + (0.5L ó 0.8W)

4) 1.2D + 1.3W + 0.5L + 0.5(Lr ó S ó Rr)

5) 1.2D + 1.5E + (0.5L ó 0.2S)

6) 0.9D – (1.3W ó 1.5E)

7) 1.2Ds + 1.6Cw + 1.4C

Donde:

D = Carga muerta nominal L = Carga viva nominal Lr = Carga viva nominal de techo S = Carga nominal de Nieve Rr = Carga nominal de lluvia en techos W = Carga nominal de Viento E = Carga nominal de Sismo

Es importante aclarar que las cargas con letra negrita y factores de carga difieren sobre las cargas estándar de ASCE. Las diferencias son debido a las condiciones especiales de carga asociadas con la construcción de acero formado en frío: cargas muertas bajas, influencia de piso de acero (Ds), carga de construcción (C), y concreto mojado (Cw).

Cuando se calculan cargas de viento para largueros, vigas, muros paneles y techumbres de lámina multiplicar el factor de carga 0.9 por W. De otra manera en los cálculos de carga y factores de carga el planteamiento es idéntico al del AISC.

1.20.- CRITERIOS DE DISEÑO ESTRUCTURAL

R Q ≤



Donde:

Q = Efecto gobernador de combinación de carga. R = Resistencia de diseño.

Cualquiera que sea el método del que se trate ASD o LRFD, el objetivo del diseño básico es el mismo: llevan a una seguridad y estructura con serviciabilidad. La resistencia esta basada en resistencia nominal. Las ecuaciones básicas son idénticas para ASD y LRFD. La carga nominal esta basada en cargas de servicio.

Requerimientos de Resistencia ASD

Un diseño satisface los requisitos de las especificaciones AISI cuando la resistencia de diseño admisible de cada componente estructural iguala o excede la resistencia requerida, determinada de acuerdo a las cargas nominales, para todas las combinaciones aplicables de carga. La resistencia de diseño admisible se determinará de acuerdo con la siguiente ecuación:

Ω ≤ n R

R

Donde:

R = Resistencia requerida. Rn = Resistencia nominal. Ω = Factor de seguridad. Rn/ Ω

= Resistencia de diseño (resistencia admisible).

La resistencia requerida, R, es el efecto de carga basado en cargas nominales usado en el análisis estructural y con una apropiada combinación crítica de cargas. La resistencia nominal, Rn, viene de las ecuaciones de resistencia nominal.

Las especificaciones AISI-96 tabulan todos los factores de seguridad, Ω, mismos que se detallarán posteriormente.

Requerimientos de Resistencia LRFD

Un diseño satisface los requisitos de las especificaciones AISI cuando la resistencia de diseño de cada componente estructural iguala o excede la resistencia requerida, determinada de acuerdo a las cargas nominales, multiplicadas por los factores de carga apropiados, para todas las combinaciones aplicables de carga. La resistencia de diseño admisible se determinará de acuerdo con la siguiente ecuación:



n u R R φ ≤

Donde:

Ru = Resistencia requerida. Rn = Resistencia nominal. φ = Factor de seguridad

φR

n

= Resistencia de diseño (resistencia factorizada).

La resistencia requerida, Ru, es el efecto de carga basado en cargas factorizadas usadas en análisis estructural y una apropiada combinación de cargas críticas. La resistencia nominal, Rn, viene sobre las ecuaciones de resistencia nominal. Las especificaciones AISI-96 tabulan todos los factores de resistencia, φ.

1.21.- FACTORES DE SEGURIDAD Y RESISTENCIA

Factor de Resistencia, Ω

Miembros en tensión 1.67

Miembros en compresión 1.80

Montantes de muro (axial) 1.80

Miembros en flexión 1.67

Resistencia a cortante en el alma 1.50 a 1.67

Desgarramiento del alma 1.85 a 2.00

Conexiones atornilladas 2.00 a 2.52

Conexiones soldadas 2.50

Factor de Seguridad, φ

Miembros en tensión 0.95

Miembros en compresión 0.85

Montantes de muro (axial) 0.85 a 0.90

Miembros en flexión 0.90 a 0.95

Resistencia a cortante en el alma 0.90 a 1.00

Desgarramiento del alma 0.75 a 0.80

Conexiones atornilladas 0.55 a 0.75



Conexiones soldadas 0.50 a 0.90

1.22.- ESTADOS LÍMITE: EL LÍMITE DE UTILIDAD ESTRUCTURAL

Estado límite último (ELU)

→ La estructura falla o de otra forma se hace insegura. → Estado límite último = estado límite de resistencia. → El elemento ha alcanzado una condición de falla física. → Las ecuaciones de resistencia nominales son todas basadas en estados límite últimos. → Algunos estados límite últimos para estructuras de Acero formado en frío son:

1) Fluencia de miembros en tensión. 2) Pandeo general de columna. 3) Pandeo flexo-torsión al de columna. 4) Pandeo lateral en vigas. 5) Pandeo local de elementos placa. 6) Pandeo por cortante de placas alma. 7) Falla conexión o conector.

Estado límite de servicio (ELS)

→ La estructura se hace no funcional. → Estado límite de servicio = la estructura no dura en funciones la forma a que fue diseñada. → No importa que el elemento o la estructura este fallada de verdad; ha alcanzado simplemente el

límite que fue colocado por el diseñador, propietario u otra autoridad. → Algunos estados límite últimos para estructuras de Acero formado en frío son:

1) Deflexiones excesivas en vigas. 2) Desplazamientos excesivos parciales o totales en edificios. 3) Deformaciones excesivas en placas por post-pandeo. 4) Vibraciones transitorias en estructuras. 5) Vibraciones debidas a viento.

La especificación es limitada en criterio por serviciabilidad. Esto esta hecho con el propósito, de que diseñadores individuales y usuarios tengan diferentes conceptos que constituyen el final del propio funcionamiento. Una estructura se diseñará para desempeñar las funciones requeridas durante su tiempo de vida esperado.

1.23.- VIGAS: ECONOMÍA EN DISEÑO DE ASD CONTRA LRFD



El diagrama mostrado refleja el diseño de vigas para carga muerta más carga viva. La economía es aquí solo el reflejo de la cantidad de acero usado.

Debemos notar lo siguiente:

Ø Para D/L = 0.2, ASD es igual a LRFD.

Esto es un resultado de la calibración del proceso para LRFD. La especificación LRFD fue desarrollada tal que diseños idénticos resultaron para estos valores de D/L.

Ø LRFD es más económico para D/L mayores que 0.2; de otra manera ASD es más económico.

Ø El punto de equilibrio es en general cercano a D/L = 0.2.

Figura 1.8. Economía en diseño ASD vs LRFD

ASD/LRFD

CAPITULO 2. MIEMBROS EN TENSIÓN


2.1.- DEFINICIÓN DE MIEMBROS EN TENSIÓN



Elementos estructurales sometidos a fuerzas axiales de tensión. Se usan en varios tipos de estructuras que incluyen miembros de armaduras, cables en puentes colgantes y atirantados, arriostramiento para edificios y puentes y cables en sistemas de techos colgantes. Puede usarse cualquier configuración de sección transversal, siendo el área de dicha sección quien determine la resistencia de diseño.

2.2.- EL MATERIAL: COMPORTAMIENTO DEL ACERO EN TENSIÓN

Prueba de un Espécimen

El siguiente diagrama nos muestra la respuesta a la carga por el mismo material en un espécimen.



Figura 2.1. Curva Normal Esfuerzo-Deformación en un espécimen

El espécimen en tensión es una parte pequeña simple del material. Ha sido removido sobre una cantidad grande de acero, y refleja el acero bajo la idealización, de condiciones de carga a pura tensión.

La curva esfuerzo deformación muestra las características típicas, con la porción elástica inicial, meseta de fluencia, endurecimiento por deformación y fractura subsecuente. Las propiedades clave de la curva esfuerzo deformación es el punto de fluencia, la deformación por endurecimiento, la resistencia a tensión (última), y el alargamiento a la fractura. Todas las propiedades de la curva muestran lo que una “fibra” del acero presenta aún si es acero virgen o material del área del formado en frío (en la esquina, por ejemplo).

Lo anterior nos da una respuesta idealizada esfuerzo-deformación de la fibra de acero, y refleja el comportamiento del material puro.

Prueba de un Miembro a tamaño real

Las pruebas en el miembro en tensión de tamaño real dan resultados que son significativamente diferentes sobre el espaciamiento en tensión, por un número de razones. La respuesta inicial es elástica, cuando la aplicación de la carga es suficientemente baja. La primera fluencia ocurre a una carga menor que la carga de la sección total de fluencia,

y g y F A T =

Lo cual ocurre por varias posibles razones: a.La carga no es aplicada concentricamente. b. El miembro no es perfectamente recto al empezar.



c. Hay ciertos esfuerzos residuales o de fabricación en la sección transversal, como un resultado del formado, calentamiento localizado, etc.

d. El miembro tiene agujeros en la sección transversal en uno o más puntos a lo largo de la longitud. La fluencia total ocurre primero en la sección transversal con agujeros, la sección transversal neta An. La correspondiente carga es la resistencia en la sección neta, Tn = AnFy. Esta es crítica para miembros formados en frío, porque el material es delgado, y ahí está limitada la oportunidad de redistribuir los esfuerzos.

El pequeño espesor de los miembros formados en frío es crítico: ofrece oportunidad limitada para redistribución. Una fibra o un área de fibra cerca de una concentración de esfuerzos (agujeros) causará esfuerzos de ruptura antes que en la sección transversal total tenga lugar la fluencia.

La sección transversal puede fluir antes que la resistencia en tensión del acero sea alcanzada en la sección neta. Este es un comportamiento preferido, pero no siempre es posible en miembros formados en frío.

Figura 2.2. Curva Normal Esfuerzo-Deformación en un miembro de tamaño real

Después de que la punta de la curva es alcanzada, el acero comienza a fracturarse, y el miembro eventualmente falla. Lo anterior refleja una respuesta realista de un miembro en tensión, así como los efectos de concentración de esfuerzos debidos a carga excéntrica y curvatura del miembro, esfuerzos residuales, agujeros en la sección transversal.

2.3.- TÉRMINOS DE SECCIÓN TRANSVERSAL



Los conceptos son básicamente los mismos como aquellos para acero de construcción rolado en caliente.

Área bruta g A

Área neta h g n A A A − =

Área agujero t ) 16 / 1 d ( A b h + =

El área de la sección transversal se obtiene de la siguiente manera:

1) Determinar área bruta, Ag.

2) Determinar cualquiera área neta igual a área bruta. ¿ An = Ag ? 3) Determinar la situación de agujeros y la mayor reducción de éstos, usando reglas comunes.

(Incluyendo s²/4g). 4) Determinar área neta.

La dimensión de agujeros en unidades de pulgada y milímetros, están especificados en las siguientes tablas:

Diámetro Nominal del Tornillo, d (pulgadas)

Diámetro Estándar del Agujero, dh

(pulgadas)

Diámetro sobre dimensionado

(pulgadas)

Dimensiones del agujero alargado Corto

(Ancho por Largo) (pulgadas)

Dimensiones del agujero alargado Largo

(Ancho por Largo) (pulgadas)

< ½ d + 1/32 d + 1/16 (d + 1/32) x (d + 1/4) (d + 1/32) x (2 ½ d) > ½ d + 1/16 d + 1/8 (d + 1/16) x (d + 1/4) (d + 1/16) x (2 ½ d)

Tabla 2.1. Dimensión Máxima de Agujeros, Pulgadas (Especificaciones AISI)

Diámetro Nominal del Tornillo, d

(milímetros)

Diámetro Estándar del Agujero, dh

(milímetros)

Diámetro sobredimension

ado (milímetros)

Dimensiones del agujero alargado Corto

(Ancho por Largo) (milímetros)

Dimensiones del agujero alargado Largo

(Ancho por Largo) (milímetros)

< 12.7 d + 0.8 d + 0.8 (d + 0.8) x (d + 6.4) (d + 0.8) x (2 ½ d) > 12.7 d + 1.6 d + 3.2 (d + 1.6) x (d + 6.4) (d + 1.6) x (2 ½ d)

Tabla 2.1. Dimensión Máxima de Agujeros, Milímetros (Especificaciones AISI)

La tolerancia del agujero es 1/16 de pulgada para el diámetro, pero el 1/16 de pulgada por daño en el borde del agujero del taladro usado en AISC no es usado por AISI.



Los detalles de conexiones extremas, sujetadores y sistemas de sujeción serán discutidos en Capítulo 7 en Conexiones y Uniones.

2.4.- CRITERIOS DE DISEÑO

Para miembros a tensión cargados axialmente la resistencia nominal a la tensión, Tn, se determinará como se muestra a continuación:

y g y F A T = ASD 67 . 1 n = Ω

LRFD 95 . 0 n = φ

Donde:

Ty = Resistencia nominal del miembro cuando es cargado en tensión. An = Área neta de la sección transversal. Fy = Esfuerzo de fluencia de diseño.

La ecuación de resistencia nominal miembro en tensión es igual para LRFD y ASD.

Una diferencia significante sobre AISC, es que según AISI, la fluencia en la sección neta es la gobernadora y solamente estado límite.

La capacidad de un miembro en tensión esta también limitada por la capacidad de conexión en el extremo del miembro (los criterios de detalles de conexión serán dados en Capítulo 7).

2.5.- MIEMBROS EN TENSIÓN – ASD

Resistencia nominal. y n n F A T =

Factor de seguridad 67 . 1 t = Ω

Carga permisible 67 . 1 / ) F A ( / T T y n t n a = Ω =

EJEMPLO 2.1



Figura 2.3. Ejemplo 1

Determinar la carga admisible de tensión.

(1) Carga admisible en tensión basada en la sección neta:

Área neta: 2 n cm 949 . 1 )) 16 . 0 27 . 1 ( 2 16 . 10 ( 267 . 0 A = + − =

Resistencia Nominal Kg 4531 2325 x 949 . 1 F A T y n n = = =

Carga admisible basada en miembros en tensión: Kg 2713 67 . 1 / 4531 / T T n a = = Ω =

Donde, Ω es el factor de seguridad, igual a 1.67 para sección neta en tensión.

2.6.- MIEMBROS EN TENSIÓN – LRFD

Resistencia nominal. y n n F A T =

Factor de resistencia 95 . 0 n = φ

Resistencia de Diseño y n t n n d F A 95 . 0 / T T = Ω φ =

El factor de resistencia de 0.95 es mayor que el usado para acero rolado en caliente (0.9) principalmente porque el estado límite último usado para diseño de acero formado en frío es conservador.



EJEMPLO 2.2

Figura 2.4. Ejemplo 2

Determinar la resistencia de diseño a tensión.

(1) Resistencia de diseño en tensión basada en la sección neta:

Área neta: 2 n cm 949 . 1 )) 16 . 0 27 . 1 ( 2 16 . 10 ( 267 . 0 A = + − =

Resistencia Nominal Kg 4531 2325 x 949 . 1 F A T y n n = = =

Resistencia de diseño basada en miembros en tensión: Kg 4304 4531 x 95 . 0 T T n t d = = φ =

Donde, φ es el factor de resistencia, igual a 0.95 para sección neta en tensión.

Notemos que el uso de la ecuación de resistencia nominal, es idéntica para ASD y LRFD. Y los factores, tanto de seguridad y resistencia, corresponden a los miembros en tensión, mismos factores que fueron dados en el capítulo 1.

CAPITULO 3. ELEMENTOS Y COMPORTAMIENTO


3.1.- ELEMENTOS DE PLACA DELGADOS EN COMPRESIÓN



Consideraciones de Pandeo Local

El Pandeo local, es el pandeo de elementos solo dentro una sección, donde la línea de uniones entre elementos permanecen rectos y los ángulos entre elementos no cambian. Este tipo de inestabilidad es un pandeo localizado o arrugamiento en una localidad aislada, cuando se presenta la sección transversal ya no es totalmente efectiva y el miembro habrá fallado. El pandeo local puede ser:

1.- Pandeo elástico crítico. 2.- Post-pandeo

Tipos de Elementos en Compresión

Los elementos considerados a compresión, pueden ser de la siguiente manera:

1.- Atiesados. 2.- Parcialmente atiesados. 3.- No atiesados.

ATIESADOR Es un miembro que normalmente es un ángulo o una placa y son unidos a la placa o al alma de una viga o trabe para distribuir la carga, transferir el cortante, o para prevenir pandeo del miembro al cual es unido.

Un elemento en compresión atiesado o parcialmente atiesado es un elemento en compresión plano (por ejemplo, un patín plano a compresión o un miembros a flexión o un plano del alma o el patín de un miembro a compresión) del cual ambos bordes paralelos a la dirección de esfuerzos está atiesado por cualquiera de el alma, patín, ceja atiesadora, atiesador intermedio, o algo semejante.

Un elemento en compresión no atiesado es un elemento plano en compresión el cual está atiesado o solamente un borde paralelo a la dirección de esfuerzos.

Los elementos anteriores están sujetos a ciertas condiciones de esfuerzos, esfuerzos uniformes y/o gradientes de esfuerzos.

Observemos el comportamiento de dos elementos comunes:

Ø VIGA



Pandeo local en patín de compresión solamente.

Ø COLUMNA Pandeo local en todos los cuatro lados se una sección cerrada en cajón.

Figura 3.1. Elementos de Placa atiesados

Ahora observemos el comportamiento de estos elementos placa sin atiesar:

Ø VIGA. Pandeo local en el patín a compresión solamente.

Ø COLUMNA. Pandeo local en todos los cuatro patines de compresión de la sección I compuesta.

Figura 3.2. Elementos Placa sin atiesar

3.2.- PANDEO ELÁSTICO CRÍTICO DE PLACA ATIESADA



En una placa atiesada, todos los ejes están simplemente soportados (S.S.) y sujetos a esfuerzo uniforme. Esto lo podemos notar en la siguiente figura:

Figura 3.3. Pandeo elástico de placa atiesada

Donde:

k = coeficiente de pandeo de placa. µ = relación de Poisson (0.3) t = espesor de la placa.

Para a/w > 4, el cual es el mayor de los casos para elementos placa, k = 4.0.

Valores de k usados frecuentemente



Tabla 3.1. Valores de k usados frecuentemente

Los valores de k en la tabla son para placas rectangulares longitudinales sujetas a diferentes condiciones de esfuerzos y bajo diferentes condiciones de borde.

Para el caso 2, la Especificación usa k = 0.43.

3.3.- POST-PANDEO DE ELEMENTOS DE PLACA ATIESADA

Figura 3.4. Modelo Winter en post-pandeo



El modelo anterior, llamado Winter, observamos el siguiente comportamiento:

û Todos los bordes están soportados simplemente y sujetos a esfuerzo uniforme. û Incremento en esfuerzo mayor a Fcr. û Redistribución de esfuerzos. û Los esfuerzos de Post-pandeo se incrementan para valores grandes w/t.

Tan pronto como el pandeo de placa a Fcr, las barras horizontales en la rejilla del modelo actuarán como barras atiesadoras a contra-restar el incremento de deflexión del elemento longitudinal. Después del fcr, una porción de la carga de post-pandeo de la porción central de la placa se redistribuye a los bordes de la placa.

3.4.- DISTRIBUCIÓN DE ESFUERZOS DE POST-PANDEO

Figura 3.5. Distribución de esfuerzos de post-pandeo

Cuando el esfuerzo es mayor que fcr, la distribución de esfuerzos en la sección del elemento placa atiesada se vuelve no uniforme.

La capacidad del post-pandeo es alcanzada cuando el esfuerzo real ha alcanzado el esfuerzo de fluencia en las esquinas de la placa atiesada.

En 1910, Von Karman introdujo una ecuación diferencial, basada en la teoría de grandes deformaciones, para determinar la capacidad del post-pandeo de un elemento a compresión atiesado. Esto fue muy



complejo para aplicarla todos los días, por tanto Von Karman introduce el concepto del “ancho efectivo”, al esfuerzo nivel f3 la distribución real de esfuerzo no uniforme es reemplazada con un block simple rectangular.

Esto es similar al concreto reforzado donde el esfuerzo real no uniforme del concreto es reemplazado con un block de esfuerzo rectangular uniforme equivalente.

3.5.- CONCEPTO ANCHO EFECTIVO

Es el ancho reducido de una placa o losa que, con una distribución de esfuerzos uniformes supuestos, producen el mismo efecto en el comportamiento de un miembro estructural que el del ancho real de la placa con su distribución de esfuerzos no uniformes.

Donde el ancho plano de un elemento se reduce para propósitos de diseño, el ancho reducido de diseño es determinado ancho efectivo o ancho efectivo de diseño.

En 1932, Von Karman, introduce el concepto “Ancho Efectivo”.

Supone que el total de la carga es llevada por un ancho b, sujeto a un esfuerzo uniforme de compresión igual al esfuerzo del borde, fmáx.

Figura 3.6. Ancho efectivo

( )( ) 2 2

2 y cr

t b 1 12

E 4 F f µ −

π = =

Donde:



fcr = Esfuerzo critico por compresión. Fy = Punto de fluencia de diseño. E = Módulo de Elasticidad del Acero, (29,500 ksi = 20,300 MPa = 2’078,413 kg/cm²). µ = Relación de Poisson para acero = 0.30 k = Coeficiente de pandeo de placa = 4 b = Ancho efectivo de diseño de un elemento en compresión. t = Espesor de cualquier elemento o sección w = Ancho plano

por Von Karman, tenemos la siguiente ecuación:

y F E t 9 . 1 b =

Para esfuerzos bajo fluencia:

máx f E t 9 . 1 b =

En 1946, Winter modifico la expresión de von Karman al incluir w/t. Expresión básica de ancho efectivo con coeficiente variable de pandeo de placa:

− = máx máx f kE

w t 208 . 0 1

f kE t 95 . 0 b

Relación ancho efectivo

Figura 3.7. Relación Ancho efectivo



Arriba la línea punteada, región compleja de interacción entre pandeo elástico de placa, fluencia del material e imperfecciones geométricas.

3.6.- EXPRESIÓN UNIFICADA BÁSICA DE ANCHO EFECTIVO EN AISI

Los anchos efectivos, b, de elementos uniformes comprimidos, se determinarán a partir de las siguientes consideraciones:

b = w donde λ ≤ 0.673

b = ρw donde λ > 0.673

λ

λ

− = ρ

22 . 0 1

Factor de esbeltez: E f t w

k 052 . 1

= λ

Donde:

λ = Factor de esbeltez cr f / f = λ

ρ = Factor de reducción. t = Espesor de los elementos atiesados uniformemente comprimidos.

En Resistencia:

f = Esfuerzo en compresión basado en una sección de ancho efectivo f ≤ Fy ó Fya.

En Serviciabilidad:

f = fd, esfuerzo en compresión el cual es calculado en un elemento basado en la ecuación efectiva a la carga para la cual las deformaciones son determinadas.

Relación unificada básica de ancho efectivo



Figura 3.8. Factor de reducción, ρ, vs factor de esbeltez, λ

Esta curva es similar a la mayoría de curvas de miembros pandeados en compresión. Mostrando factor

de reducción ρ, contra factor de esbeltez, λ.

3.7.- EFECTO LOCAL DE PANDEO

Figura 3.9. Pandeo Local en Flexión atiesada



En la figura anterior, se muestra el efecto de pandeo local en flexión atiesada, donde EI varía conforme el Eje Neutro (E.N.) se mueve hacía abajo como resultado del pandeo local en varios elementos en compresión de una sección en flexión.

Figura 3.10. Pandeo local en una Sección Columna

Se muestra la influencia local de pandeo en un miembro en compresión, resultando en una reducción de la sección transversal seccional.

3.8.- DEFINICIONES IMPORTANTES



Figura 3.11. Definiciones importantes

w = Ancho plano del elemento excluyendo el radio. h = Dimensión plana del alma medida a lo largo del plano de alma excluyendo el radio. d = Dimensión plana del atiesador externo excluida del radio. D = Dimensión total del atiesador de borde basado en tangentes exteriores.

3.9.- RELACIÓN DE ESBELTEZ MÁXIMA DE LA SECCIÓN

Las relaciones máximas admisibles totales del ancho plano con respecto al espesor total, w/t, despreciando los atiesadores intermedios y tomando a t como espesor real del elemento, será como a continuación:

1) Elemento en compresión atiesados (atiesador de borde)

Elementos atiesados en compresión que tengan un borde longitudinal conectado a un elemento alma o patín, estando el otro borde atiesado por:

i) Borde atiesado simple (ceja) (w/t ≤ 60)



Figura 3.12. Borde atiesado con una simple ceja

ii) Otros tipos de bordes atiesados

Donde Is < Ia (w/t ≤ 60)

Donde Is ≥ Ia (w/t ≤ 90)

Figura 3.13. Borde atiesado donde el área achurada es el elemento atiesador.

Is es el momento de inercia del atiesador alrededor de su centro de gravedad e Ia es el momento de inercia requerido para un atiesador adecuado, así que el elemento en compresión adyacente puede actuar como un atiesador total.

2) Elementos en compresión atiesados (w/t ≤ 500)

Un elemento atiesado en compresión con ambos bordes longitudinales conectados a otros elementos atiesados, alma o patín.

Figura 3.14. Elementos a compresión atiesados en ambos bordes



Los elementos en compresión atiesados con w/t > 250 están probablemente a desarrollar notables deformaciones locales bajo cargas específicas, sin detrimento de la aptitud de soportar las cargas. Los elementos atiesados con w/t > pueden emplearse en una resistencia de diseño adecuada para soportar las cargas que se requieran, sin embargo, deformaciones substanciales en tales elementos frecuentemente invalidarán las fórmulas de diseño dadas por la especificación AISI-96.

3) Elementos en compresión no atiesados (w/t ≤ 60)

Elementos en compresión no atiesados con un borde conectado al alma o patín, y el otro borde libre.

Figura 3.15. Elementos a compresión atiesados en un borde

Donde Is < Ia (D/w ≤ 0.8)

Los elementos en compresión no atiesados con w/t > 30 están probablemente a desarrollar notables deformaciones locales bajo cargas específicas, sin detrimento de la aptitud de soportar las cargas.

PERALTE DE LAS SECCIONES

La relación h/t, de almas de miembros en flexión no excederá los siguientes límites:

a) Almas no reforzadas – (h/t)máx ≤ 200.

b) Almas reforzadas con atiesadores transversales.

i) Con atiesadores de apoyo (h/t)máx ≤ 260 ii) Con atiesadores de apoyo intermedios (h/t)máx ≤ 300

Donde:

h = peralte de la porción plana del alma media a lo largo del plano del alma.



Los atiesadores transversales unidos a las almas de las vigas en puntos de cargas concentradas o reacciones, se diseñarán como miembros a compresión. Las cargas concentradas o reacciones se aplicarán directamente a los atiesadores, o cada atiesador se ajustará con precisión a la parta plana del patín, para proporcionar directamente un soporte de carga en el extremo del atiesador.

3.10.- ELEMENTOS ATIESADOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS

Figura 3.16. Elementos atiesados uniformemente comprimidos

Se debe usar la expresión básica de ancho efectivo con k = 4.0. Esto es aplicable para la determinación de carga (resistencia) y deflexión (serviciabilidad).

La línea punteada, determina la porción central del elemento a compresión inefectiva.

EJEMPLO 3.1 SECCIÓN VIGA

Dado el siguiente elemento a compresión atiesado, y teniendo las siguientes propiedades:

Fy = 2,325 Kg/cm² t = 0.267 cm R = 2t

Determine:

(a) Ancho efectivo del patín a compresión para la determinación de resistencia.



w/t = 18.71/0.267 = 70.1 < 500 ∴ O.K.

Por lo que se trata de un elemento atiesado en compresión con ambos bordes longitudinales conectados a otros elementos atiesados. Además podemos notar que el patín a compresión es sujeto a esfuerzo uniforme.

235 . 1 413 , 078 , 2

325 , 2 267 . 0 71 . 18

4 052 . 1

E f

t w

k 052 . 1

=

=

= λ

Donde:

f = Fy

Fy = 2,325 Kg/cm² k = 4.0 E = 2,078,413 Kg/cm²

Como λ > 0.673

λ

λ

− = ρ ρ =

22 . 0 1 ; w b 665 . 0

235 . 1 235 . 1 22 . 0 1

=

−

= ρ

b = 0.665 (18.71) = 12.442 cm

b = 12.442 cm

Lo que significa, que el patín de compresión es 66.5% efectivo.

(b) Ancho efectivo para serviciabilidad.

Suponiendo f = 0.6 Fy = 1395 Kg/cm²

957 . 0 413 , 078 , 2

395 , 1 267 . 0 71 . 18

2 052 . 1

=

= λ

Como λ > 0.673



805 . 0 957 . 0 957 . 0 22 . 0 1

; w b =

−

= ρ ρ =

b = 0.805 (18.71) = 15.06 cm

b = 15.06 cm

Lo que significa, que el patín de compresión es 80.5% efectivo.

Resumiendo podemos decir:

1) b = 12.442 cm (f = 2,325 Kg/cm²) 2) b = 15.06 cm (f = 1,395 Kg/cm²)

Como se puede ver el ancho efectivo es una función del esfuerzo.

EJEMPLO 3.2 SECCIÓN COLUMNA

Dado el siguiente elemento a compresión atiesado, y teniendo las siguientes propiedades:

Fy = 3,523 Kg/cm² t = 0.1905 cm R = 2t

Determine:

(a) Anchos efectivos para la determinación de resistencia.

1) Para w1 = 22.86 – 6(0.1905) = 21.717 cm

W1/t = 21.717/0.1905 = 114 < 500 ∴ O.K.



47 . 2 413 , 078 , 2

523 , 3 1905 . 0 717 . 21

2 052 . 1

=

= λ

Donde:

f = Fy

Fy = 3,523 Kg/cm² k = 4.0 E = 2,078,413 Kg/cm²

Todos los elementos están sujetos a esfuerzos de compresión uniforme.

Como λ > 0.673

369 . 0 47 . 2 47 . 2 22 . 0 1 22 . 0 1

=

−

= λ

λ

− = ρ

b1 = ρw1 = 0.369 (21.717) = 8.01 cm

b1 = 8.01 cm

2) Para w2 = 12.7 – 6(0.1905) = 11.557 cm

W2/t = 11.557/0.1905 = 60.7 < 500 ∴ O.K.

31 . 1 413 , 078 , 2

523 , 3 1905 . 0 557 . 11

2 052 . 1

=

= λ

Como λ > 0.673

635 . 0 31 . 1 31 . 1 22 . 0 1

=

−

= ρ

b2 = ρw2 = 0.635 (11.557) = 7.338 cm

b2 = 7.338 cm



Determinado los anchos efectivos de las secciones anteriores, el área efectiva de cada sección ahora puede ser calculada.

3.11.- ELEMENTOS NO ATIESADOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS

Los anchos efectivos, b, de elementos no atiesados con una compresión uniforme, se determinan de la misma manera que en los elementos atiesados uniformemente comprimidos, solo que ahora se tomará el factor de pandeo local k = 0.43, mismo que en la tabla 3.1 Tabla de Valores de k, usados frecuentemente, ha sido modificado para condiciones de diseño.

Figura 3.17. Elementos no atiesados uniformemente comprimidos

Basado en trabajo por Winter, et al., la expresión básica de ancho efectivo, ahora se aplica con k = 0.43.

Figura 3.18. Parte del electo en compresión no atiesado inefectivo (línea achurada).



Lo anterior es aplicable para la determinación de ambas cargas (resistencia) y deformación (serviciabilidad).


Dado el siguiente elemento a compresión no atiesado, y teniendo las siguientes propiedades:

Fy = 2,325 Kg/cm² t = 0.267 cm R = 2t

Determine: (a) Ancho efectivo del patín de compresión para la determinación de resistencia.

w = 8.89 – 3t = 8.089 cm

w/t = 8.089/0.267 = 30.3 < 60 ∴ O.K.

00 . 2 413 , 078 , 2

325 , 2 267 . 0 089 . 8

43 . 0 052 . 1

E f

t w

k 052 . 1

=

=

= λ

Donde:

f = Fy

Fy = 2,325 Kg/cm² k = 0.43 E = 2,078,413 Kg/cm²

El patín de compresión es sujeto a esfuerzo uniforme

Como λ > 0.673

445 . 0 0 . 2 0 . 2 22 . 0 1 22 . 0 1

=

−

= λ

λ

− = ρ

8.89 cm



b = ρw = 0.445 (3.185) = 1.42 cm

b = 1.42 cm

∴ El patín a compresión es solamente 44.5% efectivo.

Si esta sección es usada como una columna, entonces el alma será un elemento a compresión atiesado y el otro patín será un elemento a compresión no atiesado.

3.12.- PROPIEDADES DE LAS SECCIONES

Usando el METODO SIMPLIFICADO LINEAR LINEA MEDIA CON CONSIDERACIÓN DEBIDA AL PANDEO LOCAL de acuerdo a las Especificaciones AISI-96 y suplementos.

• Usar línea centro de cada sección de elemento, sea recto o curvo. • El espesor, t, se introduce después de que los cálculos lineales hayan sido completados, tales como

A = L x t I = I’ x t

EJEMPLO 3.4

Dado el siguiente elemento a compresión no atiesado, y teniendo las siguientes propiedades:

Fy = 3,523 Kg/cm²

SECCIÓN VIGA

Determine:



El Momento efectivo de inercia para determinar la resistencia, Ixe; tomando en cuenta las siguientes consideraciones:

→ Suponiendo almas totalmente efectivas. → Patín a compresión, elemento , sujeto a esfuerzo uniforme y pandeo local. → Las dimensiones mostradas en la figura están en cm. → Número de cada elemento para tabla establecida.

Propiedades de esquinas a 90°

cm 315 . 0 2 1524 . 0 239 . 0

2 t R r = + = + =

u = 1.57 r = 1.57(0.315) = 0.495 cm

c1 = 0.637r =1.57(0.315) = 0.201 cm

Línea punteada = Línea centro

El Momento de inercia de estas esquinas es despreciable. Cálculo de Ixe

Elemento

OK 500 145 1524 . 0 078 . 22

t w

∴ < = =

( ) 14 . 3 413 , 078 , 2

523 , 3 145

43 . 0 052 . 1

E f

t w

k 052 . 1

= =

= λ

Como λ > 0.673

296 . 0 14 . 3 14 . 3 22 . 0 1

=

−

= ρ

b = ρw = 0.296 (22.067) = 6.532 cm

b = 6.532 cm



MÉTODO LINEAL PARA EL CÁLCULO DEL MOMENTO DE INERCIA

Elemento No. L y Ly Ly 2 I1’ 2 3.028 9.012 27.283 245.888 0.573 4 1.9812 9.969 19.755 196.907 3 13.675 10.084 137.903 1390.557 3 18.755 5.080 95.277 484.008 137.454 1 6.535 0.076 0.497 0.033 2 0.991 0.1910 0.187 0.033

Σ 44.966 280.902 2,317.426 138.028

y Está tomada con respecto a la fibra extrema exterior a compresión.

L Refleja el número de elementos iguales. Por ejemplo, el elemento = 4 x 0.495 = 1.9812 cm

289 . 0 12 514 . 1 ' I

3 1 = = 2I1’ = 2 x 0.289 = 0.578

723 . 68 12

37768 . 9 ' I 3

1 = = 2I1’ = 2 x 68.723 = 137.447

cm 247 . 6 966 . 44 902 . 280 y cg = =

Como , F f 2 16 . 10 y y cg = ∴ > como supuesto

Ix’ = Σ Ly 2 + ΣI1’ - Σ L (ycg) 2

Ix’ = 2317.42 + 138.028 – 44.966 (6.247) 2 = 699.727 cm 4

Ix’ = 699.727 cm 4

Ixe = Ix’t = 699.727(0.1524) = 106.638 cm 4

Ixe = 106.638 cm 4



Hay muchos casos donde ycg es menor a la mitad del peralte de la sección, en tal caso, f debe ser reducido debajo de Fy. Ahora bien, el esfuerzo en la fibra del extremo en tensión no debe exceder Fy. Todo esto encausa un posible procedimiento iterativo.

3.13.- ELEMENTOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS CON BORDES A TENSIÓN

1) Tipo ceja simple.

Figura 3.19. Elementos uniformemente comprimidos con bordes a tensión

Ambas secciones tipo son designadas tanto en vigas como en columnas.

Estos son elementos a compresión atiesados en un borde por el alma o patín y en otro por un borde rígido (ceja). El atiesamiento parcial no era permitido antes de la especificación 1986.

Existe un incremento en la capacidad de carga sostenida para ambas secciones vigas y columnas en comparación a patines no atiesados. En el caso de vigas, el atiesador de borde esta sujeto a un gradiente de esfuerzo. Ahora bien, un esfuerzo uniforme es supuesto.

Figura 3.20. Elementos con atiesadores de borde

La especificación AISI-96, trata atiesadores de borde en la base de la expresión básica de ancho efectivo usando coeficientes de pandeo de placa variables y esfuerzos constantes.

k = varía entre 0.43 y 4.0



b1 y b2 = son anchos efectivos ds’ = es la dimensión de la ceja efectiva debida a pandeo local de la ceja. ds = es la dimensión efectiva reducida de la ceja basada en la relación Is/Ia.

CASO I: Para un patín totalmente efectivo sin atiesador.

Cuando 3 S

t w

≤ ;

=

f E 28 . 1 S

Ia = 0 b = w (No se requieren bordes atiesados)

ds = ds’ Para simple ceja atiesada

As = As’ Para otras formas de atiesadores

El elemento es totalmente efectivo, cuando tiene un elemento atiesado. El atiesador por si solo es revisado por pandeo local.

ds’ = es el borde atiesado efectivo basado en pandeo local. As’ = es el área efectiva del atiesador de borde basado en pandeo local.




El comportamiento de estos elementos, se resume de la siguiente manera:

(1) El esfuerzo en patín es uniforme y es totalmente efectivo como un elemento no atiesado. (2) El esfuerzo en el patín es uniforme y es totalmente efectivo como un elemento atiesado. (3) El esfuerzo en el patín no es uniforme, resultando sobre el atiesador es demasiado largo, el atiesador esta sujeto a pandeo local como elemento sin atiesador y tiende a desestabilizarse el patín.

CASO II:

Cuando S t w

3 S

< < ;

=

f E 28 . 1 S

; 4 k

S t w

t 399 I

3

u 4 a

−

= ku = 0.43

; 1 I I

C a

s 2 ≤ = C1 = 2 – C2

b deberá ser calculado de acuerdo a la expresión unificada básica de ancho efectiva AISI-96, usada en los elementos uniformemente comprimidos. Y el valor del coeficiente de pandeo será:

( ) 2 1 n ; k k k C k u u a

n 2 = + − =

Para simple ceja atiesada con 140° ≥ θ ≥ 40° y D/w ≤ 0.8

ka = 5.25 – 5 (D/w) ≤ 4.0; ds = C2d’s En este caso se ha hecho algún cambio de formato en el resultado en comparación a la edición previa de la especificación (para posterior claridad).

Ia = es el momento de inercia requerido en un atiesador de borde que admite la compresión adyacente del momento a conducirse como un elemento totalmente atiesado.

Is = es el momento de inercia del atiesador de borde completo alrededor de su propio eje centroidal

paralelo al elemento a ser atiesado (td 3 σ/12).



Figura 3.22. Otras formas de atiesadores

Cuando se trata de formas diferentes de atiesadotes, se siguen los lineamientos:

El elemento atiesador es tomado sobre el punto del radio del patín de compresión. ka = 4.0 As = C2 A’s

Así mismo se deberá usar la ecuación dada anteriormente para calcular el coeficiente de pandeo de placa, k. As’ = es el área efectiva de el atiesador basada en pandeo local.


El comportamiento de estos elementos, se resume de la siguiente manera:

(1) No atiesador y pandeo local de un patín como un elemento sin atiesar, resultando una distribución de esfuerzos no uniforme. (2) Atiesador no adecuado al atiesar el patín, resultando distribución de esfuerzo no uniforme. (3) El atiesador es adecuado y el esfuerzo es uniforme. (4) Esfuerzos no uniformes cuando el atiesador es demasiado largo, resultando el patín a ser

desestabilizado. CASO III:

Cuando S t w

≥ ; f E 28 . 1 S=



+

= 5 S t w 115

t I 4 a

Con: C1, C2, b, k, ds, As calculados de la misma forma que para el CASO II, excepto que n = 1/3.


En general, para los cuatro casos arriba mostrados muestran una distribución de esfuerzos no uniforme porque el elemento patín no es totalmente efectivo aún con un atiesador adecuado.


Dado:

Fy = 2530 Kg/cm 2

t = 0.2286 cm R = 2t E = 2,078,413 Kg/cm² ku = 0.43

Determine: Anchos efectivos de atiesador de borde y patín de compresión.



El pandeo local en el alma no es considerada.

→ Patín de compresión

. K . O 60 91 . 45 2286 . 0 495 . 10

t w

∴ < = =

El patín de compresión está tratado como elemento atiesado y está sujeto a esfuerzo uniforme.

2 . 12 3 S ; 6 . 36

2530 E 28 . 1 S = = =

Como w/t > S, CASO III (n = 1/3)

( ) 4 3 3

s cm 327 . 0 12

58 . 2 2286 . 0 12 td I = = =

( ) ( ) 4 4 a cm 407 . 0 5

6 . 36 9 . 45 115 2286 . 0 I =

+ =

29 . 0 495 . 10 048 . 3

w D ; 804 . 0

I I

C a

s 2 = = = =

ka = [5.25 – 5(0.29)] = 3.80

k = (0.804) 1/3 [3.80 – 0.43] + 0.43 = 3.56 Usando la expresión básica de ancho efectivo con k = 3.56

( ) 894 . 0 413 , 078 , 2

530 , 2 9 . 45

56 . 3 052 . 1

= = λ

Como λ >0.673

843 . 0 894 . 0 894 . 0 22 . 0 1

=

−

= ρ

b = ρw = 0.843 (10.495) = 8.84 cm

C2 = 0.804; C1 = 2 – C2 = 1.196



( ) cm 29 . 5 2 84 . 8 196 . 1

2 b C b 1 1 = = =

cm 55 . 3 2 84 . 8 804 . 0

2 b C b 2 2 = = =

→ Atiesador de borde

El atiesador de borde es tratado como un elemento a compresión atiesado.

3 . 11 2286 . 0 58 . 2

t d

= =

² cm / Kg 15 . 2416 24 . 15 554 . 14 2530 f f 3 =

= =

( ) 619 . 0 413 , 078 , 2 15 . 416 , 2

3 . 11 43 . 0

052 . 1 = = λ

Como λ < 0.673, el atiesador de borde es totalmente efectivo

∴ d’s = 2.58 cm

Sin embargo, como C2 < 1.0, ds = (0.804)2.58 = 2.074 cm

ds es la dimensión reducida de la ceja basada en (Is/Ia)

Sección efectiva



3.14.- ELEMENTOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS CON UN ATIESADOR INTERMEDIO

Los tipos de atiesadores intermedios más comunes, según su sección son:

Figura 3.25. Tipos de atiesadores

Los atiesadores intermedios incrementarán la capacidad de carga sostenida del miembro en comparación a los no atiesador (es) intermedios. Los atiesadores intermedios son comúnmente usados con secciones de piso.

Una sección dada puede tener más de un atiesador intermedio.

Figura 3.26. Comparación en la distribución de esfuerzos sin atiesador intermedio.

û El comportamiento esta basado en la interacción de la placa y el pandeo del atiesador.

û Es usada la misma aproximación como atiesadotes de borde.

Circular Forma V Trapezoidal Forma U



û Los sub-elementos en ambos lados del atiesador pueden estar ambos adecuada o parcialmente atiesados.

û Si Is < Ia, resulta una reducción del coeficiente de pandeo de placa.

û En suma, se usa un área efectiva reducida del atiesador, As.

ELEMENTOS CON UN ATIESADOR INTERMEDIO

Figura 3.27. Elementos con un atiesador intermedio.

Esto es similar a los atiesadores de borde. Se deberá usar la expresión básica de ancho efectivo con coeficientes variables de pandeo de placa, k, cuando se calculen los anchos efectivos de sub-elementos.

CASO I: Para elementos son totalmente efectivos.

Cuando S t b o ≤ ;

=

f E 28 . 1 S

Ia = 0 b = w (No se requieren bordes atiesados) As = As’ Para otras formas de atiesadores

Ia = es el momento de inercia requerido que permite la compresión adyacente de sub-elementos para comportarse como elementos totalmente atiesados.



As’ = es el área efectiva de un atiesador intermedio basado en el pandeo local.

As = es el área efectiva reducida basada en Is/Ia.

Is = es el momento de inercia de un atiesador intermedio

Para calcular b, se deberá usar la expresión del ancho efectivo.



CASO II: Para n = (1/2)

Cuando S 3 t b

S o < < ;

=

f E 28 . 1 S

[ ] 50 S / ) t / b ( 50 t I o 4

a − =

' A ) I / I ( ' A A s a s s s ≤ =

0 . 4 1 ) I / I ( 3 k n a s ≤ + =

CASO III: Para n = (1/3)

Cuando S 3 t b o ≥

[ ] 285 S / ) t / b ( 128 t I o 4

a − =

' A ) I / I ( ' A A s a s s s ≤ =

0 . 4 1 ) I / I ( 3 k n a s ≤ + =

Estos elementos no son totalmente efectivos aún con un adecuado atiesador intermedio.

EJEMPLO 3.6

Dado:

Datos del ejemplo 3.4, con un atiesador intermedio al centro del patín.

SECCIÓN VIGA

Determine: Momento de inercia efectivo para la determinación de resistencia, Ixe.



Suponiendo que las almas son totalmente efectivas. El elemento esta sujeto a esfuerzos uniformes a compresión.

• Ancho efectivo del elemento

bo = 22.078 cm; OK 500 145 1524 . 0 078 . 22

t w

∴ < = =

09 . 31 523 , 3 / 413 , 078 , 2 28 . 1 Fy / E 28 . 1 S = = =

27 . 93 S 3 = u = 0.495 cm c1 = 0.20 cm

ya que bo/t > 3S, se aplica el CASO III

4 2 3

s cm 1432 . 0 20 . 0 2 889 . 0 ) 495 . 0 )( 1524 . 0 ( 4

12 ) 889 . 0 )( 1524 . 0 ( 2 I =

+ + =

3 s 1 cm 940 . 0 1524 . 0 / 1432 . 0 t / I ' I = = =

[ ] 285 S / ) t / b ( 128 t I o 4

a − =

4 4 a cm 168 . 0 285

09 . 31 ) 145 ( 128 ) 1524 . 0 ( I =

− =

851 . 0 168 . 0 / 4132 . 0 I / I a s = =

0 . 4 1 ) I / I ( 3 k n a s ≤ + =

84 . 3 1 ) 851 . 0 ( 3 k 3 / 1 = + = < 4.00 OK

51 . 1 413 , 078 , 2

523 , 3 1524 . 0 409 . 10

84 . 3 052 . 1

E f

t w

k 052 . 1

=

=

= λ

Como λ > 0.673

566 . 0 51 . 1 51 . 1 22 . 0 1

=

−

= ρ

b = ρw = 0.566 (10.409) = 5.89 cm

• Área efectiva del atiesador, As



Considerando el atiesador como un elemento a compresión atiesado sujeto a esfuerzo uniforme. Suponiendo f = 3,523 kg/cm 2 y k = 4.00

OK 500 83 . 5 1524 . 0 889 . 0

t w

∴ < = =

126 . 0 413 , 078 , 2

523 , 3 ) 83 . 5 (

00 . 4 052 . 1

E f

t w

k 052 . 1

= =

= λ

Ya que λ > 0.673, el atiesador es totalmente efectivo

∴ 2 s cm 534 . 0 )] 495 . 0 ( 4 ) 889 . 0 ( 2 [ 1425 . 0 ' A = + =

' A ) I / I ( ' A A s a s s s ≤ =

2 s cm 456 . 0 ) 851 . 0 ( 534 . 0 A = =

cm 99 . 2 1524 . 0 / 456 . 0 t / A L s s = = =

Usando los mismos resultados del Ejemplo 3.4, se calcula el momento de inercia efectivo

Elemento L y Ly Ly 2 I1’

Σ 44.966 - 280.902 2,317.4200 138.028

- 6.535 - - 0.497 - 0.0328 - + 11.786 - + 0.897 + 0.0688 -

+ 3.165 0.834 + 2.684 + 2.2450 0.942

Σ 53.382 283.986 2,319.7010 138.970

cm 32 . 5 382 . 53 / 986 . 283 y cg = = > 4/2 ∴f = 3,523 kg/cm² es OK 2

cg 1 2

x ) y ( L I Ly ' I − + =

3 2 x cm 83 . 947 ) 32 . 5 ( 382 . 53 970 . 138 701 . 319 , 2 ' I = − + =

4 x xe cm 45 . 144 ) 1524 . 0 ( 83 . 947 t ' I I = = =

3 xe cm 15 . 27 32 . 5 / 45 . 144 S = =

• Comparación con el Ejemplo 3.4

Longitud efectiva del atiesador = 4(0.495) + 2 (0.889) = 3.76 cm 2

g cm 60 . 9 1524 . 0 ] 76 . 3 ) 409 . 10 ( 2 535 . 6 966 . 44 [ A = + + − =



Del ejemplo 3.4: 2

g cm 22 . 9 1524 . 0 ] 078 . 22 535 . 6 966 . 44 [ A = + − =

a) Para Peso (usando áreas totales) → (9.60 / 9.22 - 1.0) 100 ≈ 4.12 % Del ejemplo 3.4, Sxe = 106.638/6.247 = 17.07 cm³

b) Para Resistencia (usando Sxe) → (27.15 / 17.07 -1.0) 100 ≈ 59.05 %

Conclusión:

Al incrementar el peso tan solo ≈ 4 %, se logra un 59 % en resistencia.

3.15.- ELEMENTOS ATIESADOS CON GRADIENTE DE ESFUERZOS

→ Almas

Figura 3.28. Esfuerzos de compresión (f1) y tensión (f2)

→ Otros elementos atiesados



Figura 3.29. Ambos son Esfuerzos de compresión (f1 y f2)

Para el cálculo de la capacidad de carga y deflexiones, los anchos efectivos b1 y b2, como se muestran anteriormente en las figuras, se determinan a partir de las siguientes expresiones:

) 3 /( b b e 1 Ψ − =

Para 236 . 0 − ≤ Ψ ; 2 / b b e 2 =

b1 + b2 no deberá sobrepasar la porción del alma a compresión calculada en la base

Donde: be = Ancho efectivo b que se determina con la expresión básica de ancho efectivo, sustituyendo f1 por f y determinando k de la siguiente manera:

) 1 ( 2 )³ 1 ( 2 4 k Ψ − + Ψ − + =

1 2 f / f = Ψ

f1,f2 = Esfuerzos en el alma, mostrados en las figuras anteriores, que se calculan en base a la sección efectiva. f1 es compresión (+) y f2 puede ser en tensión (-) o en compresión. Cuando ambos estén en compresión, tendremos que f1 < f2.


Dada la sección C mostrada Y teniendo las siguientes propiedades:

Fy = 3,523.00 Kg/cm² E = 2,078,413 Kg/cm² G = 796,138 Kg/cm² R = 2t

PROPIEDADES BÁSICAS

r = 0.4572 + 0.23/2 = 0.57 cm u = 1.57r = 0.89 cm c = 0.637 r = 0.36 cm

Determine:



Momento de inercia efectivo para la determinación de resistencia, Ixe.

• Elemento bajo esfuerzos uniformes

OK 60 73 . 43 23 . 0 058 . 10

t w

∴ < = =

09 . 31 523 , 3 / 413 , 078 , 2 28 . 1 Fy / E 28 . 1 S = = =

ya que w/t > S, se aplica el CASO III (n = 1/3)

4 3

s cm 296 . 0 12

) 49 . 2 )( 23 . 0 ( I = =

4 4 4 a cm 4667 . 0 5

09 . 31 ) 73 . 43 ( 115 ) 23 . 0 ( 5

S t w 115

t I =

+

=

+

=

634 . 0 4667 . 0 / 296 . 0 I / I C a s 2 = = =

316 . 0 06 . 10 / 18 . 3 w / D = =

ka = 5.25 – 5 (D/w) ≤ 4.0 ka = 5.25 – 5 (0.316) = 3.67 < 4.0 OK

( ) 3 / 1 n ; k k k C k u u a n 2 = + − = y ku = 0.43

( ) 21 . 3 43 . 0 43 . 0 67 . 3 ) 634 . 0 ( k 3 / 1 = + − =

06 . 1 413 , 078 , 2

523 , 3 ) 73 . 43 (

21 . 3 052 . 1

E f

t w

k 052 . 1

= =

= λ

Como λ > 0.673

748 . 0 06 . 1 06 . 1 22 . 0 1

=

−

= ρ

b = ρw = 0.748 (10.058) = 7.52 cm

C2 = 0.634; C1 = 2 – C2 = 2 – 0.634 = 1.366 b1 = C1 (b/2) = 1.366 (7.52/2) = 5.14 cm b2 = C2 (b/2) = 0.634 (7.52/2) = 2.38 cm



• Atiesador de borde (elemento a compresión no atiesado)

El atiesador de borde está sujeto al pandeo local.

Suponiendo ycg = 19.05 cm ; d/t = 2.49/0.23 = 10.83

Lo anterior es debido a que se supone la sección es totalmente efectiva, de aquí que, ycg sea la mitad del peralte de la sección (38.10/2 = 19.05 cm)

f = f3 = 3,523(18.36/19.05) = 3,395.40kg/cm²

702 . 0 413 , 078 , 2 40 . 395 , 3

) 83 . 10 ( 43 . 0

052 . 1 E f

t w

k 052 . 1

= =

= λ

978 . 0 0702

702 . 0 22 . 0 1

=

−

= ρ

∴d’s = 0.978 (2.49) = 2.44 cm

Además, como C2 < 1.0 ds = C2 ds’ = (0.634)(2.44) = 1.557 cm

El atiesador de borde es reducido, porque Is/Ia = 0.634

• Alma bajo gradiente de esfuerzo

OK 200 161 23 . 0 73 . 36

t w

∴ < = =

Suponiendo f1 = f2 = 3,395.40kg/cm² ; y Ψ = -1.0

) 1 ( 2 ) 1 ( 2 4 k 3 Ψ − + Ψ − + =

0 . 24 )) 0 . 1 ( 1 ( 2 )) 0 . 1 ( 1 ( 2 4 k 3 = − − + − − + =

40 . 1 413 , 078 , 2 40 . 395 , 3

) 161 ( 24 052 . 1

E f

t w

k 052 . 1

= =

= λ



Como λ > 0.673

602 . 0 40 . 1 40 . 1 22 . 0 1

=

−

= ρ

be = ρw = 0.602 (36.73) = 22.12 cm

b1 = be/(3-Ψ) = 22..12/(3-(-1)) = 5.53 cm b2 = be/2 = 22.12/2 = 11.06 cm b1 + b2 = 5.53 + 11.06 = 16.59 cm < (19.05-3(0.23)) = 18.36 cm

Por lo tanto, la porción del alma a compresión está sujeta a pandeo local.

Elemento L y Ly 1.557 1.466 2.282 0.897 0.323 0.289 7.518 0.114 0.859 0.897 0.323 0.289 5.537 3.454 19.128 11.074 13.513 149.646 18.364 28.245 518.693 0.897 37.770 33.865 10.058 37.998 382.203 0.897 37.770 33.865 11 2.489 36.170 90.033

Σ 60.185 1,231.154

Anteriormente se supuso ycg = 19.05 cm, sin embargo se recalculará para tener un nuevo valor de ycg

ycg = 1,231.154/60.185 = 20.46 cm

3.16.- ELEMENTOS NO ATIESADOS SOMETIDOS A UN GRADIENTE DE ESFUERZOS

Para determinar la capacidad de carga, los anchos efectivos, b, de elementos en compresión no atiesados y



± Atiesador de borde inferior Se deberá usar la expresión básica del ancho efectivo. con k = 0.43 y f = Fy

y de atiesadores de borde,

± Atiesador de borde superior Se deberá usar la expresión básica del ancho efectivo. con k = 0.43 y a) f = Fy

b) f = fav

También se considera como posibilidad, que en el patín inferior f = f3. Mientras que los atiesadores de borde están sujetos a un gradiente de esfuerzos, un esfuerzo uniforme es usualmente asumido.

3.17.- DISTORSIÓN POR CORTANTE (CRITERIO DE RESISTENCIA)

En efectos de la distorsión por cortante en claros excepcionalmente cortos sometidos a cargas concentradas, tenemos las siguientes consideraciones:

Cuando el claro de una viga sea menor a 30 wf , y sea sometida a una carga concentrada o a varias cargas espaciadas en más de 2 wf, el ancho efectivo de diseño de cualquier patín, esté a tensión o en compresión, se limitará a lo siguiente:

RELACIÓN MÁXIMA ADMISIBLE DEL ANCHO EFECTIVO DE DISEÑO CON RESPECTO AL ANCHO REAL PARA PATINES ANCHOS Y CORTOS

L/wf Relación L/wf Relación

30 1.00 14 0.82

25 0.96 12 0.78

20 0.91 10 0.73

18 0.89 8 0.67

16 0.86 6 0.55



Donde: wf = Ancho de la proyección del patín fuera del alma para vigas I y secciones similares o la mitad de la distancia entre almas de sección del tipo U o cajón. L = Claro total de vigas simplemente apoyadas o la distancia entre puntos de inflexión para vigas continuas, o dos veces la longitud de una viga en voladizo.

Figura 3.30. Distorsión por cortante

Para patines de vigas I y secciones similares atiesados con cejas en bordes exteriores wf se tomará como la suma de la proyección del patín fuera del alma más el peralte de la ceja. En casos donde el patín es relativamente ancho con respecto a la longitud del miembro y la carga concentrada es aplicada. No hay problema con miembros estructurales convencionales. Más de un problema podemos ver en estructuras navales y de aeronaves.

3.18.- RIZADO DE PATINES (CRITERIO DE SERVICIABILIDAD)

La siguiente fórmula se aplica a los patines en tensión y compresión, estén o no atiesados, cuando el patín de un miembro a flexión sea de un ancho no usual, y se desee limitar la cantidad máxima de rizado o movimiento del patín hacia el eje neutro:

4 f av f ) d / c 100 ( f / tdE 061 . 0 w =

Donde:

wf = Ancho de la parte del patín proyectado fuera del alma o la mitad de la distancia entre almas para vigas tipo U o cajón.



t = Espesor del alma. d = Peralte de la viga. cv = Cantidad de rizado, puede ser tolerable y variará con diferentes formas de secciones, deberá ser establecida por el diseñador. fav = Esfuerzo promedio en el ancho total no reducido del patín.

Cuando los miembros se diseñen mediante el procedimiento del ancho efectivo de diseño, el esfuerzo promedio iguala al esfuerzo máximo multiplicado por la relación del ancho efectivo de diseño con respecto al ancho real.

Figura 3.31. Rizado de los Patines

Como podemos ver en la figura, cuando los patines son de un ancho usual éstos tienden a rizarse alrededor del centro de gravedad de la sección.

CAPITULO 4. MIEMBROS EN FLEXIÓN


4.1.- DEFINICIÓN DE MIEMBROS EN FLEXIÓN



Los miembros en flexión son elementos estructurales capaces de resistir cargas y a su vez transmitirlas a sus apoyos, estos elementos pueden ser vigas laminadas y trabes hechas con placas soldadas, de sección I o en cajón canales o barras de sección transversal maciza, circular , cuadrada o rectangular, así como de sección transversal hueca. La flexión es producida por cargas transversales o por momentos aplicados en sus extremos, y se suele presentar acompañada por esfuerzos cortantes.

Este capítulo forma las bases fundamentales para el diseño de estructuras de acero formado en frío.



4.2.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO

RESISTENCIA SERVICIABILIDAD 1) Flexión 1) Deflexión 2) Esfuerzo cortante 2) Rizado del patín 3) Desgarramiento del alma 4) Flexión y Esfuerzo cortante 5) Flexión y Desgarramiento del alma 6) Distorsión por cortante

Las consideraciones anteriores serán descritas a lo largo de este capítulo detalladamente. En el caso de la resistencia, se desarrollarán las expresiones nominales.

Como lo vimos en el capítulo 1, el incremento de la resistencia a partir de la formación del trabajo en frío será permitido con las sustituciones Fya por Fy, donde Fya es el promedio del punto de fluencia de la sección total. Este valor puede ser calculado por los métodos ya mencionados:

1) Prueba de tensión de la sección transversal total 2) Prueba de columna corta 3) Cálculo del promedio del punto de fluencia, como se muestra a continuación:

Fya = CFyc + (1-C) Fyf

Donde:

Fya = Punto de Fluencia promedio del acero en toda la sección de miembros en compresión o secciones de patines de miembros en flexión.

C = (Área total esquina)/(área sección transversal) Para miembros en compresión, relación del área total de la sección transversal de las esquinas con respecto al área transversal total de la sección completa; para miembros en flexión relación del área total de la sección transversal de las esquinas del patín de control con respecto al área total de la sección transversal del patín de control.

Fyc = Punto de fluencia en tensión de las esquinas. Está en función de la ductilidad del acero virgen.

m yv c

yc

t R

F B F

=



La ecuación anterior sólo es aplicable cuando: 2 . 1 F F

yv

uv ≥ , 7 t R

≤ , y el ángulo mínimo incluido < 120°.

La relación R/t puede ser como si fuera una medida del trabajo de deformación en la lámina.

Fyc = Promedio ponderado del punto de fluencia en tensión de las porciones planas que se establecen en las pruebas correspondientes o punto de fluencia del acero virgen si no se realizan las pruebas.

Fyv = Punto de fluencia en tensión del acero virgen según las disposiciones de las especificaciones AISI sobre el Acero Virgen.

79 . 1 F F

819 . 0 F F

69 . 3 B 2

yv

uv

yv

uv c −

−

= 068 . 0

F F

192 . 0 m yv

uv −

=

R = Radio de doblez interior.

Fuv = Resistencia última en tensión del acero virgen.

4.3.- MIEMBROS FLEXIONANTES

1) MIEMBROS SOPORTADOS LATERALMENTE

La Resistencia Nominal de la Sección, Mn, se calculará con cualquiera de los siguientes dos procedimientos:

a) Procedimiento I - Basado en la iniciación de fluencia en la sección efectiva.

El momento nominal, Mn, equivale al momento de fluencia, My.

Mn = Se Fy = My

Donde:

Se = Módulo de sección elástico de la sección efectiva calculado en la base del ancho efectivo con f = Fy, o bien, en la fibra extrema a compresión o a tensión para Fy.

b) Procedimiento II - Basado en la capacidad de reserva inelástica.



La capacidad de reserva inelástica a flexión podrá emplearse cuando se cumplan las siguientes condiciones:

1. Lateralmente soportado; el miembro no está sujeto al giro o al pandeo lateral, torsional o flexo- torsional.

2. El efecto de formado en frío, no se aplica en la determinación del punto de fluencia Fy. 3. La relación del peralte de la porción comprimida del alma con respecto a su espesor < λ1. 4. La fuerza del cortante será: V < 0.35 Fy (h t)

5. El ángulo entre cualquier alma y la vertical: θ < 30°.

Figura 4.1. Del alma, θ < 30° con respecto a la vertical

El momento nominal, Mn, es:

Mn < 1.25 My < ESe[Cyey]

My = Momento de fluencia, por Procedimiento I --- Se Fy

Cy = Factor de deformación por compresión ey = Deformación de Fluencia = Fy / E

[Cyey] = Deformación máxima compresiva E = Módulo de Elasticidad

El momento ESe [Cyey] es calculado basado en el equilibrio de esfuerzos, asumiendo:

a) Curva ideal de esfuerzo elástico-plástica de deformación, la cual es la misma en tensión y compresión.

b) Pequeñas deformaciones c) Secciones planas permanecen planas durante la flexión.

Factor Deformación por Compresión, Cy

a) Elementos atiesados a la compresión sin atiesadores intermedios

Cuando w / t < λ1 ; Cy = 3



Cuando λ1 < w / t < λ2 ;

λ − λ λ −

− = 1 2

1 y

t / w 2 3 C ,

E / F 11 . 1

y 1 = λ ;

E / F 28 . 1

y 2 = λ

Cuando w / t > λ2 ; Cy = 1

b) Elementos no atiesados a compresión Cy = 1

c) Elemento a la compresión con atiesador de borde y múltiples elementos atiesados a compresión. Cy = 1

Cuando sea aplicable, se emplearán los anchos efectivos de diseño en el cálculo de las propiedades de la sección. Mn, se calculará considerando el equilibrio de esfuerzos, suponiendo una curva idealizada de esfuerzo–deformación elastoplástica, la cual es la misma en tensión como en compresión, suponiendo una pequeña deformación y suponiendo que las secciones planas permanecen así durante la flexión.

2) MIEMBROS NO SOPORTADOS LATERALMENTE

Figura 4.2 Miembros no soportados lateralmente

Como se observa en la figura anterior, al ser cargada en el plano del alma, la viga será flexionada verticalmente.



Si un arriostramiento adecuado no se provee, la viga fallará en pandeo lateral-torsional, la cual comprende flexión lateral así como también torsión. A esto se tienen tres tipos diferentes de rigideces:

1) Flexión alrededor del eje y EIy

2) Torsión GJ 3) Alabeo o ladeamiento ECw

4.4.- RESISTENCIA AL PANDEO LATERAL

1) PANDEO ELÁSTICO LATERAL-TORSIONAL

y w

2

y e I C L E GJ EI

L M

π +

π = Ecuación 1 ó

t ey o e A r M σ σ = Ecuación 2

Donde:

G = Módulo de cortante. J = Constante de Torsión San Venant. Cw = Constante de alabeo torsional. ro = Radio de giro polar de la sección transversal con respecto al centro de cortantes

2 o

2 y

2 x x x r + + = .

xo = Distancia a partir de centro de cortantes al centroide a lo largo del eje principal x, que se toma como negativa.

( ) 2 y

2 ye

r / KL

E π = σ ;

( )

π + = σ

2t

2

2 o

t KL

ECw GJ Ar

1

Las ecuaciones 1 y 2 producen el mismo resultado. Aunque la expresión 2 es usada en la especificación.

2) PANDEO INELÁSTICO LATERAL-TORSIONAL

Para Me > 2.78 My ; Mc = My



Para 2.78 My > Me > 0.56 My ;

− =

e

y y c M 36

M 10 1 M

9 10 M

Para Me < 0.56 My ; Mc = Me

Donde:

Me = Momento crítico elástico. My = Momento que causa la iniciación de fluencia en la fibra extrema a compresión de la sección total. My = SfFy

Las expresiones anteriores pueden ser usadas para secciones simple y doblemente simétricas o de simetría puntual, para flexión alrededor del eje de simetría.

Figura 4.3. Pandeo lateral torsional de miembros flexionantes

La curva muestra pandeo lateral-torsionante de miembros flexionantes. Solo una curva de pandeo lateral-torsional es usada para secciones simple y doblemente simétricas o de simetría puntual, para flexión alrededor del eje de simetría.

La resistencia nominal de los segmentos lateralmente no arriostrados sujetos al pandeo lateral, se obtiene de la siguiente manera:

f

c c n S M

S M =

Donde:



Sf = Módulo de sección elástico de la sección total no reducida para la fibra extrema en compresión Sc = Módulo de sección elástico de la sección efectiva calculado a un esfuerzo Mc/Sf en la fibra extrema a compresión Mc = Momento crítico que se calcula según las condiciones anteriores de pandeo elástico lateral torsional.

El momento crítico elástico, se cálculo de la siguiente manera, de acuerdo a la sección:

Para secciones simples y doblemente simétricas y de simetría puntual

Figura 4.4. Secciones: (A) simple simetría, (B) doble simetría, (C) Simetría puntual

Donde para (A) y (B) t ey o b e A r C M σ σ =

Esto es para la flexión con respecto al eje de simetría. Para simplemente simétricas, el eje x es el eje de simetría orientado de tal forma que el centro de cortantes tiene una coordenada en x negativa.

Y para (C) t ey o b

e 2 A r C

M σ σ =

Para secciones de simetría puntual, se usa 0.5 Me.

Donde: Cb = Coeficiente de flexión para tomar en cuenta el efecto de flexión no uniforme sobre la

longitud total no arriostrada. Conservadamente = 1, o bien, se puede calcular como a continuación:

C B A máx

máx b M 3 M 4 M 3 M 5 . 2

M 5 . 12 C + + +

=



Mmáx = Valor absoluto del momento máximo en el segmento sin apoyo. MA = Valor absoluto del momento a un cuarto del punto del segmento sin apoyo. MB = Valor absoluto del momento a la línea del centro del segmento sin apoyo. MC = Valor absoluto del momento a tres cuartos del punto del segmento sin apoyo.

Cb es permitido para ser conservadamente tomado como unidad para todos los casos. Para cantilevers y aleros donde el extremo libre es no arriostrado, Cb suele ser tomado como unidad. Para miembros sujetos a la combinación de carga axial y momento flexionante Cb es tomado como unidad.

Flexión alrededor del eje centroidal perpendicular al eje de simetría solo para secciones simplemente simétricas

Figura 4.5. Flexión alrededor del eje centroidal

Esta flexión es de importancia para muros puntales y estructuras de racks.

El momento crítico se calcula con la ecuación siguiente:

σ σ

+ + σ

= ex

t 2 o

2 s

TF

ex s e r j C j

C A C

M

Donde:

2 x

2 ex

) r / KL (

E π = σ y

π + = σ

2 w

2

2 o

t t ) KL (

EC GJ

Ar

1

Cs = +1 para el momento causando compresión en el lado centro de corte del centroide. Cs = -1 para el momento causando tensión en el lado centro de corte del centroide.



CFT = 0.6 – 0.4 (M1/M2) A = Área de la sección transversal

M1 es el momento menor y M2 el momento mayor a flexión en los extremos de la longitud sin arriostrar y donde M1/M2, es la relación de momentos extremos, es positivo cuando M1 y M2 tienen el mismo signo (curvatura a flexión inversa) y negativo cuando son de signo opuesto (curvatura a flexión simple). Cuando el momento flexionante en algún punto dentro de la longitud sin arriostrar es mayor que ambos en esta longitud, y para miembros sujetos a la combinación de carga axial a momento flexionante, CTF deberá ser tomado como la unidad.

Alternativas para secciones I y Z

Figura 4.6. Secciones: (A) doble simetría, (B) Simetría puntual

Alternativamente, Me, puede calcularse para secciones I y Z doblemente simétricas o de simetría puntual usando las siguientes ecuaciones:

(A) Para secciones doblemente simétricas: 2

yc 2

b e

L

EdI C M

π =

(B) Para secciones punto simétricas, Z: 2

yc 2

b e

L 2

EdI C M

π =

4.5.- LONGITUD MÁXIMA NO ARRIOSTRADA, Lu

Para secciones simplemente y doblemente simétricas y de simetría puntual



2 / 1 2 / 1 2

1 1

2

1 u C 2

GJ C C

C 2 GJ L

+ + =

Para secciones simple y doblemente simétricas: 2

y b

f y y 1 r C

S K F AE 72 . 7 C

π = ;

2 w

2

2 ) Kt (

EC C

π =

Para secciones de simetría puntual: 2

y b

f y y 2 r C

S K F AE 9 . 30 C

π = ;

2 w

2

2 ) Kt (

EC C

π =

Para secciones I y Z

Para secciones en I doblemente simétricas: f y

yc 2

b u S F

EdI C 36 . 0 L

π =

Para secciones en Z punto simétricas: f y

yc 2

b u S F

EdI C 18 . 0 L

π =

Donde:

d = Peralte de la sección. L = Longitud sin arriostrar del miembro. Iyc = Momento de inercia de la porción en compresión de una sección con respecto al eje de gravedad de la sección completa paralela al alma, empleando la sección no reducida completa.

Kx, Ky, Kt, son factores de longitud efectiva para la flexión con respecto a los ejes X y Y, y para giro. Conocer Lu es de gran ayuda, cuando se preparan tablas de cargas.



EJEMPLO 4.1 SECCIÓN DE LA VIGA

Dada: Información del ejemplo 3.7 del capítulo.

Y teniendo las siguientes propiedades:

Fy = 3,523 Kg/cm² E = 2,078,413 Kg/cm² G = 796,138 Kg/cm²

PROPIEDADES DE LA SECCIÓN BRUTA

Ag = 4.490 cm² Cw = 221.811 cm 6 J = 0.01956 cm 4 Ixe = 2,767.94 cm 4

ry = 1.044 cm rx = 5.03 cm ro = 5.16 cm ycg = 20.46 cm 3

Determine :

1) Momento nominal basado en arriostramiento lateral e inicio del Límite de Fluencia.

Procedimiento:

3

cg

xe xe cm 29 . 135

46 . 20 94 . 767 , 2

y I

S = = =

Mn = SxeFy = 135.29 (3,523) = 476,626.67 kg cm = 4,766.27 kg m

2) Determina el Momento nominal basado en arriostramiento no lateral L = 304.80 cm

De un programa de cálculo se obtienen los siguientes datos:

A = 14.97 cm² ry = 4.09 cm ro = 17.07 cm J = 0.26056 cm 4 Cw = 74,115.90 cm Sf = 168.79 cm

PANDEO LATERAL-TORSIONAL



( ) 2

2

2

2 y

2 ye cm / kg 60 . 693 , 3

) 09 . 4 / 80 . 304 (

) 413 , 078 , 2 (

r / KL

E =

π =

π = σ

( )

π + = σ

2t

2

2 o

t KL

ECw GJ Ar

1

2 2

2

2 t cm / kg 50 . 797 , 3 ) 80 . 304 (

) 90 . 115 , 74 )( 413 , 078 , 2 ( ) 26056 . 0 ( 138 , 796 ) 07 . 17 ( 97 . 14

1 =

π + = σ

t ey o b e A r C M σ σ =

Si suponemos Cb = 1.0

kgcm 79 . 338 , 955 ) 24 . 799 , 3 )( 60 . 693 , 3 ( ) 94 . 14 )( 07 . 17 ( 0 . 1 M e = =

My = Sf Fy = 168.79 (3,523) = 594,647.17 kgcm

0.56 My = 0.56 (594,647.17) = 333,002.42 kgcm

2.78 My = 2.78 (594,647.17) = 1,653,119.13 kgcm

Ya que, 2.78 My > Me > 0.56 My → 1,653,119.13 > 955,338.79 > 333,002.42

− =

e

y y c M 36

M 10 1 M

9 10 M

kgcm 58 . 479 , 546 ) 79 . 338 , 955 ( 36 ) 17 . 647 , 594 ( 10 1 ) 17 . 647 , 594 (

9 10 M c =

− =

fc = Mc / Sf = 546,479.58 / 168.79 = 3,237.63 kg/cm 2

Ahora, se usa f = fc = 3,237.63 kg/cm 2 y se calcula el módulo de sección efectiva, en este caso, se toma como dato Sc = 136.50 cm 3 .

∴ kgcm 50 . 936 , 441 79 . 168 58 . 479 , 546 50 . 136

S M

S M f

c c n =

= =



3) Determina la Longitud No Soportada Lu, para secciones simple y doblemente simétricas

2

y b

f y y 1 r C

S K F AE 72 . 7 C

π =

2 w

2

2 ) Kt (

EC C

π =

42 . 531 ) 09 . 4 )( ( 1 ) 79 . 168 )( 1 ( 523 , 3

) 413 , 078 , 2 ( 97 . 14 72 . 7 C

2

1 =

π

=

12 2

2 2 10 x 52036 . 1

) 1 (

) 90 . 115 , 74 )( 413 , 078 , 2 ( C = π

=

2 / 1 2 / 1 2

1 1

2

1 u C 2

GJ C C

C 2 GJ L

+ + =

cm 70 . 231 ) 42 . 531 ( 2

) 26056 . 0 )( 138 , 796 ( 42 . 531

) 10 x 52036 . 1 ( ) 42 . 531 ( 2

) 26056 . 0 )( 138 , 796 ( L

2 / 1 2 / 1 2 12 u =

+ + =

4.6.- MIEBROS TUBULARES CILÍNDRICOS

Según las especificaciones AISI-96, los siguientes requisitos sólo son aplicables para miembros tubulares cilíndricos que tienen una relación del diámetro exterior con respecto al espesor de pared, D/t < 0.441 E/Fy.

La resistencia nominal en flexión, Mn, deberá ser calculada como a continuación:

Para y F E 070 . 0

t D

≤ ; Mn = 1.25 Fy Sf

Para y y F E 319 . 0

t D

F E 070 . 0 ≤ < ; f y

y n S F

t / D F / E

020 . 0 970 . 0 M

+ =

Para y y F E 441 . 0

t D

F E 319 . 0 ≤ < ; f y

y n S F

t / D F / E

328 . 0 M

=



Donde :

Sf = Módulo de sección elástico de la sección transversal total no reducida.

Figura 4.7. Miembros tubulares cilíndricos

Esta curva muestra la relación entre Pandeo Local Plástico e Inelástico.

4.7.- RESISTENCIA AL CORTE

CORTANTE EN ALMAS

La resistencia al corte depende de:

• La relación de esbeltez del alma h/t. • Las propiedades del material • Atiesadores transversales o no • Condiciones de soporte a lo largo del borde

Esto es similar al Acero Rolado en Caliente.

1) ALMAS NO REFORZADAS

a) Pandeo por Corte plástico

)² t / h ²)( 1 ( 12 E ² k v

cr µ − π

= τ



Figura 4.8. Pandeo por corte plástico

En corte puro, el alma se pandea fuera del plano debido al esfuerzo de compresión diagonal, como se muestra en la figura, con deflexiones interiores y exteriores alternadas. Los bordes simplemente soportados, son supuestos a lo largo del miembro largo, de aquí que kv = 5.34.

b) Pandeo por Corte Inelástico

y y y F 577 . 0 3 / F = = τ

cr l p i τ τ = τ ; y y

y pl F 462 . 0 3 F 8 . 0

8 . 0 = = τ = τ

)² t / h ( 92 . 10 Ek ² F 462 . 0 v y

i π

= τ ; 3 . 0 = µ

t / h

F Ek 64 . 0 y v i = τ

4.8.- CORTE NOMINAL, Vn

Según la Especificación AISI, las expresiones para la capacidad de corte nominal de almas no reforzadas son las siguientes:



a) Para y v F / Ek 96 . 0 t / h ≤ ht F 60 . 0 V y n =

b) Para y v y v F / Ek 415 . 1 t / h F / Ek 96 . 0 ≤ < y v F / Ek ² t 64 . 0 Vn=

c) Para y v F / Ek 415 . 1 t / h > h

³ t Ek 905 . 0 h ²) 1 ( 12 ³ t Ek ²

Vn v v = µ −

π =

Donde :

h = Peralte de la porción plana del alma medida en el plano del alma t = Espesor del alma E = 2,078,413 Kg/cm²

Kv = Coeficiente de pandeo al cortante , determinado de la siguiente manera: 1. Para almas sin refuerzo, kv= 5.34 2. Para almas de vigas con atiesadotes transversales que satisfagan los requisitos de la

especificación

En la expresión a), 0.96 fue cambiado de 1.0 en la edición previa a la especificación. Esto fue hecho a fin de crear la curva de transición suave.

2) ALMAS REFORZADAS (Atiesadores transversales)

Figura 4.9. Atiesadores Transversales

Cuando a/h < 1.0 )² h / a (

34 . 5 4 k v + =

Cuando a/h > 1.0 )² h / a (

4 34 . 5 k v + =



Cuando la relación de esbeltez del alma, h/t, es mayor que 200, el uso de atiesadores transversales es requerido. Mientras que a/h, es la relación de aspecto. Esto es similar al diseño de viga armada.

REGIONES

A Fluencia al corte B Pandeo Inelástico C Pandeo Elástico

Figura 4.10. Resistencia al Corte

La gráfica muestra la relación de cortante en miembros en flexión.

EJEMPLO 4.2

Dada: Información del ejemplo 3.7 del capítulo.


Fy = 3,523 Kg/cm² E = 2,078,413 Kg/cm² G = 796,138 Kg/cm²

Determine:

1) El corte nominal del alma no reforzada

h = 36.73 cm t = 0.2286 cm kv = 5.34



h/t = 161 < 200 ∴ OK

88 . 53 523 , 3 / ) 34 . 5 ( 413 , 078 , 2 96 . 0 F / Ek 96 . 0 y v = =

42 . 79 523 , 3 / ) 34 . 5 ( 413 , 078 , 2 415 . 1 F / Ek 415 . 1 y v = =

De aquí que h/t > 79.42 h / ³ t Ek 905 . 0 V v n =

kg 85 . 266 , 3 73 . 36

)³ 2286 . 0 )( 34 . 5 )( 413 , 078 , 2 ( 905 . 0 V n = =

2) El corte nominal del alma reforzada

a = 40.64 cm a/h=1.11

Como a/h > 1.0

)² h / a ( 4 34 . 5 k v + =

61 . 8 )² 11 . 1 (

4 34 . 5 k v = + =

42 . 68 523 , 3 / ) 61 . 8 ( 413 , 078 , 2 96 . 0 F / Ek 96 . 0 y v = =

90 . 100 523 , 3 / ) 61 . 8 ( 413 , 078 , 2 415 . 1 F / Ek 415 . 1 y v = =

De aquí que h/t > 101 36.73 / 0.2286 = 160.67 > 101

kg 34 . 267 , 5 73 . 36

)³ 2286 . 0 )( 61 . 8 )( 413 , 078 , 2 ( 905 . 0 V n = =

En este problema es importante manifestar lo siguiente: Para añadir atiesadores transversales, el corte admisible ha sido incrementado a un 61%. a es el espacio entre atiesadores transversales.

4.9.- FLEXIÓN Y CORTE COMBINADOS



Figura 4.11. Alta Flexión y corte simultáneamente

Las almas se pandearán al esfuerzo más bajo en el caso de vigas en cantilever o vigas continuas.

La resistencia para la combinación de flexión y cortante, puede ser calculada por cualquiera de los dos métodos de filosofía de diseño estructural de miembros de acero formado en frío.

Método ASD


Para vigas con almas sin refuerzo, el momento M y el cortante V, satisfacen la siguiente ecuación de interacción:

0 . 1 V V

M M

2

n

v 2

nxo

b ≤

Ω +

Ω

2) ALMAS REFORZADAS

Para vigas con atiesarores de almas transversales, la resistencia requerida a la flexión, M, y la resistencia requerida al cortante, V, cumplirán las siguientes condiciones:

a) 0 . 1 M M

n

b ≤ Ω

; 0 . 1 V V

n

v ≤ Ω

b) Cuando 5 . 0 M

M

nxo

b > Ω

y 7 . 0 V V

n

v > Ω

3 . 1 V V

M M

6 . 0 n

v

nxo

b ≤

Ω +

Ω

Método LRFD




Para vigas con almas sin refuerzo, la resistencia requerida a la flexión, Mu, y la resistencia requerida al cortante, Vu, se da a continuación:

0 . 1 V

V M M

2

n v

u 2

nxo b

u ≤

Φ

+

Φ

2) ALMAS REFORZADAS

Para vigas con atiesarores de almas transversales, la resistencia requerida a la flexión, Mu, y la resistencia requerida al cortante, Vu, cumplirán las siguientes condiciones:

a) 0 . 1 M

M

n b

u ≤ Φ

; 0 . 1 V

V

n v

u ≤ Φ

b) Cuando 5 . 0 M M

nxo b

u > Φ

y 7 . 0 V

V

n v

u > Φ

3 . 1 V

V M M

6 . 0 n v

u

nxo b

u ≤

Φ

+

Φ

Donde :

M = Resistencia Flexionante requerida. Mu = Resistencia Flexionante requerida. V = Resistencia al Corte requerida. Vu = Resistencia al Corte requerida. Mn = Resistencia Flexionante nominal cuando solo existe flexión. Vn = Resistencia Nominal al Corte cuando solo existe corte. Mnxo = Resistencia Flexionante nominal alrededor del eje X centroidal, determinado en el Capítulo 2.



Figura 4.12. Interacción entre flexión y corte

4.10.- RESISTENCIA AL DESGARRAMIENTO DEL ALMA

Figura 4.13. Desgarramiento del alma

Esto es común en almas no reforzadas sujetas a cargas concentradas. Es un problema extremadamente complejo para el análisis teórico, por lo que las pruebas son absolutamente esenciales.



Las especificaciones AISI-96, se aplican a almas de miembros sujetos a flexión con cargas concentradas o reacciones, o las componentes de esto, actuando perpendicular al eje longitudinal desmiembro, y en el plano del alma bajo consideración, y que cause esfuerzos de compresión en el alma. Las almas de miembros en flexión para las cuales h/t es mayor que 200, estarán provistas con medios adecuados de transmisión de cargas concentradas y/o reacciones directamente hacia las almas.

El Desgarramiento del Alma esta en función de muchos parámetros:

Pn = Función de ( h/t, R/t, N/t, θ, t, Fy + (Condición de cargas) + (Sección geométrica)

• La distribución de esfuerzos no uniforme bajo cargas aplicadas y porciones adyacentes al alma. • Inestabilidad elástica e inelástica del alma. • Limite de Fluencia local en la región de la aplicación local. • Carga realmente no aplicada en el plano del alma (excentricidad) causado por el radio de doblez. • Algunas secciones ofrecen grados más altos de restricción de giro que otros, como secciones I.

Las cargas aplicadas pueden ser de la siguiente manera:

CASOS DE CARGAS:

1. EOF – (End One Flange) Patín extremo cargado. 2. IOF – (Interior One Flange) Patín cargado en el interior. 3. ETF – (End Two Flange) Dos patines extremos cargados. 4. ITF – (Interior Two Flange) Dos patines interiores cargados. Los casos de cargas están basados en la distancia entre los apoyos de la placa de borde en relación a 1.5h. veamos los siguientes diagramas:



Figura 4.15. Un patín cargado

Figura 4.16. Dos patines cargados

FACTORES DE SEGURIDAD Y FACTORES DE RESISTENCIA

1) Para almas simples no reforzadas

Ωw = 1.85 (ASD) φw = 0.75 (LRFD)

2) Para secciones I

Ωw = 2.00 (ASD) φw = 0.80 (LRFD)



3) Para dos secciones Z en cajón – Carga IOF (Eq. C3.4-4)

Esto es, dos secciones Z traslapadas cuando se evalúa la resistencia al desgarramiento del alma para un patín interior cargado.

Ωw = 1.80 (ASD) φw = 0.85 (LRFD)

Lo anterior es nuevo en la especificación de la edición AISI, 1996.

La resistencia nominal de desgarramiento del alma, Pn, se deberá determinar de acuerdo a las siguientes ecuaciones, que podemos encontrar en las especificaciones AISI - 96 :

ECUACIONES DEL DESGARRAMIENTO DEL ALMA Pn

Formas teniendo almas simples Secciones I o secciones

similares Expresiones Admisibles Patines atiesados o

parcialmente atiesados

Patines no atiesados

Patines atiesados, parcialmente atiesados

y no atiesados.

Reacción extrema(3) Eq. C3.4-1 Eq. C3.4-2 Eq. C3.4-3 Oposición de cargas espaciadas

> 1.5h(2) Reacción interior(4) Eq. C3.4-4 Eq. C3.4-4 Eq. C3.4-5

Reacción extrema(3) Eq. C3.4-6 Eq. C3.4-6 Eq. C3.4-7 Oposición de cargas espaciadas

< 1.5h(5) Reacción interior(4) Eq. C3.4-8 Eq. C3.4-8 Eq. C3.4-9

A lo anterior, tenemos las siguientes consideraciones:

1) Las secciones I hechas de dos canales conectadas espalda con espalda o secciones similares proveen un alto grado de restricción de giro en contra de la viga (tal como las secciones hechas por dos ángulos soldados a un canal).

2) Al ubicar una carga concentrada o reacción actuando en alguno de los patines superior o inferior, cuando la distancia libre entre el borde del apoyo y las cargas concentradas opuestas adyacentes o reacciones, es mayor que 1.5h.

3) Para reacciones finales de vigas o cargas concentradas al final de cantilevers cuando la distancia desde el apoyo de borde al final de la viga es menor que 1.5h.



4) Para reacciones y cargas concentradas cuando la distancia desde el apoyo de borde al final de la viga es igual o mayor que 1.5h.

5) Al ubicar dos cargas opuestas concentradas o una carga concentrada y una reacción opuesta, actuando simultáneamente los patines superior e inferior, cuando la distancia entre sus apoyos de borde adyacentes es igual o menor que 1.5h.

Las ecuaciones de la tabla anterior, mimas obtenidas de las especificaciones AISI-96, son las siguientes:

Eq. C3.4-1 [ ][ ] ) t / N ( 01 . 0 1 ) t / h ( 61 . 0 331 C C C kC ² t 9 4 3 + − θ *

Eq. C3.4-2 [ ][ ] ) t / N ( 01 . 0 1 ) t / h ( 28 . 0 217 C C C kC ² t 9 4 3 + − θ *

Cuando N/t > 60, el factor [1 + 0.01(N/t)] podrá incrementarse a [0.71 + 0.015(N/t)]

Eq. C3.4-3 t / N 25 . 1 0 . 10 ( C F ² t 6 y +

Eq. C3.4-4 [ ][ ] ) t / N ( 07 . 0 1 ) t / h ( 74 . 0 537 C C C kC ² t 9 2 1 + − θ

Cuando N/t > 60, el factor [1 + 0.07(N/t)] podrá incrementarse a [0.75 + 0.011(N/t)]

Eq. C3.4-5 ) t / N 25 . 3 0 . 15 )( m 12 . 0 88 . 0 ( C F ² t 5 y + +

Eq. C3.4-6 [ ][ ] ) t / N ( 01 . 0 1 ) t / h ( 57 . 0 244 C C C kC ² t 9 4 3 + − θ *

Eq. C3.4-7 ) t / N 25 . 1 0 . 10 )( m 31 . 0 64 . 0 ( C F ² t 8 y + +

Eq. C3.4-8 [ ][ ] ) t / N ( 0013 . 0 1 ) t / h ( 26 . 2 771 C C C kC ² t 9 2 1 + − θ

Eq. C3.4-9 ) t / N 25 . 3 0 . 15 )( m 15 . 0 82 . 0 ( C F ² t 7 y + +

En relación a las ecuaciones anteriores:

Pn = Resistencia nominal para una carga concentrada o reacción por el alma

Eq. C3.4-10 k 22 . 0 22 . 1 C 1 − =

Eq. C3.4-11 0 . 1 t / R 06 . 0 06 . 1 C 2 ≤ − =

Eq. C3.4-12 k 33 . 0 33 . 1 C 3 − =

Eq. C3.4-13 0 . 1 t / R 15 . 0 15 . 1 C 4 ≤ − = pero no menor que 0.5

Eq. C3.4-14 6 . 0 k 53 . 0 49 . 1 C 5 ≥ − =



Eq. C3.4-15

+ = 750 t / h 1 C 6 cuando h/t < 150

Eq. C3.4-16 20 . 1 C 6 = cuando h/t > 150

Eq. C3.4-17 k / 1 C 7 = cuando h/t < 66.5

Eq. C3.4-18

− = k 1

665 t / h 10 . 1 C 7 cuando h/t > 66.5

Eq. C3.4-19

− = k 1

865 t / h 98 . 0 C 8

1 C 9 =

Eq. C3.4-20 )² 90 / ( 3 . 0 7 . 0 C θ + = θ

* Cuando Fy > 4,685 kg/cm², (66.5 ksi), (459 Mpa), el valor de kC3, deberá ser tomado como 1.34.

Donde:

Fy = Esfuerzo de fluencia de diseño del alma (kg/cm²), (ksi), (Mpa) h = Peralte de la porción plana del alma medida a lo largo del plano del alma (kg/cm²), (Mpa) k = 894 Fy/E m = t / 1.91, si está en mm; t / 0.075, si está en pulgadas t = Espesor del alma N = Longitud real del apoyo (mm). Para el caso de dos cargas concentradas opuestas e iguales,

distribuidas sobre longitudes de apoyo diferentes, se tomará el valor menor de N R = Radio de doblez interior θ = Ángulo entre el plano del alma y el plano de la superficie de aplastamiento > 45°,

pero no mayor a 90°

A pesar de que lo anterior es nuevo dentro de las especificaciones AISI-96, existen ciertas limitaciones de las ecuaciones del desgarramiento del alma, estas son las siguientes:

1) h/t < 200 ; N/t < 210 ; N/h < 3.5 R/t < 6 Para Vigas R/t < 7 Para Pisos

2) Para secciones en Z con patines atornillados al final del soporte, la Ec. C3.4-1 puede ser multiplicada por 1.3, para las siguientes limitaciones: • h/t < 150 ; R/t = < 4 • Espesor del metal de base > 0.060 in (0.1524 cm) • Espesor del miembro de soporte > 3/16 in (0.4763 cm)



Este punto, es nuevo en la especificación de la edición 1996.

4.11.- FLEXIÓN Y DESGARRAMIENTO DEL ALMA COMBINADOS

Método ASD

Las almas planas sin refuerzo de perfiles sujetos a una combinación de flexión y de carga concentrada o reacción se diseñarán para cumplir con los siguientes requisitos:

a) Perfiles que tienen almas simples sin reforzar

5 . 1 M

M P P

2 . 1 nxo

b

n

w ≤

Ω +

Ω

Excepción: En los soportes interiores de claros continuos, la fórmula anterior no es aplicable a secciones para pisos o vigas con dos o más almas simples, a condición de que los bordes a compresión de almas adyacentes estén lateralmente apoyadas en la región del momento negativo con elementos patín conectados continúa o intermitentemente, con revestimiento rígido o con arriostramiento lateral, y el espaciamiento entre almas adyacentes no exceda de 10 pulgadas (254mm).

b) Perfiles con alto grado de restricción, tal como secciones I

Para perfiles que tienen almas múltiples sin refuerzo tales como las secciones I construidas a partir de dos canales conectados espalda con espalda, o secciones similares las cuales proporcionan un alto grado de restricción contra la rotación del alma (tales comos secciones I elaboradas soldando dos ángulos a un canal).

5 . 1 M

M P P

1 . 1 nxo

b

n

w ≤

Ω +

Ω

Excepción:

Cuando ) E / F ( 33 . 2 t / h y ≤ y 673 . 0 ≤ λ , la resistencia de diseño para una carga concentrada o reacción

puede ser determinada usando Pn/Ωw .

En las ecuaciones anteriores:

P = Carga o reacción concentrada en la presencia de momento de flexión



Pn = Carga o reacción concentrada admisible en la ausencia del momento de flexión M = Momento de flexión aplicado en o inmediatamente adyacente al punto de aplicación de la carga concentrada o reacción Mnxo= Momento admisible con respecto a los ejes centroidales w = Ancho plano del patín de la viga, el cual hace contacto con la placa de aplastamiento t = Espesor del alma o patín λ = Factor de esbeltez

c) Para el punto de soporte de dos perfiles Z traslapados o en cajón

Ω ≤

+

/ 67 . 1

M M

P P

no n

P = Carga o reacción concentrada en la presencia de momento de flexión Pn = Resistencia nominal al desgarramiento del alma suponiendo un alma simple en un patín

interior cargado para las secciones Z traslapadas, es decir, la suma de las dos almas evaluadas individualmente M = Momento de flexión aplicado en o inmediatamente adyacente al punto de aplicación de la carga concentrada o reacción Mno= Momento nominal de fluencia para las secciones Z traslapadas, es decir, la suma de las dos secciones evaluadas individualmente Ω = Factor de seguridad para la combinación de flexión y desgarramiento del alma = 1.67

La ecuación anterior es válida para perfiles que cumplen los siguientes requisitos:

h/t < 150 N/t< 140 Fy < 4,932 kg/cm², 70 ksi, 483 Mpa R/t < 5.5

Además se satisfacerán las siguientes condiciones:

1) Los extremos de cada sección, así como la sección con combinación, estarán conectados a la otra sección con tornillos A307 de un diámetro mínimo de ½ pulgada (12.7 mm) a través del alma.

2) Las almas de las dos secciones estarán en contacto. 3) La relación de la parte más gruesa con respecto a la más delgada no excederá 1.3.

Método LRFD



Este método trabaja de la misma forma, sólo varían las expresiones o ecuaciones dadas a continuación:

a) Perfiles que tienen almas simples sin reforzar

42 . 1 M M

P P

07 . 1 nxo b

u

n w

u ≤

Φ

+

Φ

b) Perfiles con alto grado de restricción, tal como secciones I

32 . 1 M M

P P

82 . 0 nxo b

u

n w

u ≤

Φ

+

Φ


Pu = Resistencia requerida para la carga concentrada o reacción en la presencia de un momento de flexión

Pn = Resistencia nominal para la carga concentrada o reacción en la ausencia del momento de flexión Mu = Resistencia a la flexión requerida en o inmediatamente adyacente al punto de aplicación de la carga concentrada o reacción Pu

Mnxo= Resistencia nominal a la flexión con respecto a los ejes centroidales w = Ancho plano del patín de la viga, el cual hace contacto con la placa de aplastamiento t = Espesor del alma o patín λ = Factor de esbeltez φb = Factor de resistencia para la flexión φw = Factor de resistencia para el desgarramiento del alma

c) Para el punto de soporte de dos perfiles Z traslapados o en cajón

φ ≤

+

68 . 1

M M

P P

no

u

n

u

Pu = Carga o reacción concentrada en la presencia de momento de flexión Pn = Resistencia nominal al desgarramiento del alma suponiendo un alma simple en un patín

interior cargado para las secciones Z traslapadas, es decir, la suma de las dos almas evaluadas individualmente Mu = Resistencia a la flexión requerida en o inmediatamente adyacente al punto de aplicación de la carga concentrada o reacción Pu

Mno= Momento nominal de fluencia para las secciones Z traslapadas, es decir, la suma de las dos secciones evaluadas individualmente



φ = Factor de resistencia = 0.9

EJEMPLO 4.3 SECCIÓN DE LA VIGA

Dada: Información del ejemplo 4.1


Fy = 3,523 Kg/cm² E = 2,078,413 Kg/cm² G = 796,138 Kg/cm² Sf = 168 cm 3

Determine:

1) Momento Nominal de la sección en C.

d’ = 38.10 – 2 (0.23) = 37.64 cm d’/t = 37.64 / 0.23 = 164

Fy F )t ' d( 0000407 . 0 21 . 1 F y n

− =

[ ] kg 08 . 867 , 2 ) 523 , 3 ( 523 , 3 ) 164 ( 0000407 . 0 21 . 1 F n = − =

w/t = 10.06 / 0.23 = 44

y F / E 28 . 1 S=

09 . 31 523 , 3 / 413 , 078 , 2 28 . 1 S = =

42 . 1 09 . 31 44

S t / w

= =

R1 = 1.227 – 0.284 (w/t / S) R1 = 1.227 – 0.284 (1.42) = 0.824 = 0.827 < 1.0 ∴ R1 = 0.824

De aquí que Fn < Fy, R2 = 1.0



∴ Rf = R1 R2 = 0.824

Mn = Fn Sf R1 = 2,867.08 (168) (0.824) = 396,760.94 kgcm

Conclusión : Mn = 396,760.94 kgcm < Mn = 441,936.50 kgcm del Ejemplo 4.1,. por lo que la respuesta es conservadora.

CAPITULO 5. COLUMNAS Y VIGAS- COLUMNAS


5.1.- DEFINICIÓN DE VIGAS-COLUMNAS



Muchos miembros estructurales pueden tratarse como columnas cargadas de manera axial o como vigas con sólo carga de flexión, la mayoría de las vigas y columnas están sometidas, en cierto grado, a la flexión y a la carga axial; una viga columna es un miembro estructural que experimenta ambos efectos.

5.2.- MIEMBROS CARGADOS CONCENTRICAMENTE A COMPRESIÓN

Los tipos de secciones de miembros en compresión, son los siguientes:

Figura 5.1. Tipos de secciones de miembros en compresión



5.3.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO

De modo general, tenemos las siguientes consideraciones, que serán explicadas posteriormente:

a) Comportamiento del Miembro

i Limite de Fluencia (corto y compacto) ii Pandeo total

~ Flexionante (flexión alrededor de uno de los ejes principales) ~ Torsional (giro alrededor del centro de cortante) ~ Flexionante–torsional (flexión y torsión simultánea)

b) Comportamiento del Elemento

Pandeo local de elementos individuales. Figura 5.2. Pandeo de columna

5.4.- RESISTENCIA NOMINAL AXIAL, Pn

a) Para miembros localmente estables a la compresión Pn = Ag Fn

El pandeo no local ocurrirá antes de que el esfuerzo nominal compresivo llegue hasta el esfuerzo de pandeo de la columna o al esfuerzo de fluencia. Por lo tanto, el área bruta de la sección es usada.

b) Para miembros localmente inestables a la compresión Pn = Ae Fn

El pandeo local ocurrirá y el área de la sección efectiva es usada y es calculada al esfuerzo nominal de pandeo a compresión.

ASD (Ωc = 1.80) Resistencia Permisible = Pn/Ωc

LRFD (φc = 0.85) Diseño a la Resistencia = φc Pn

5.5.- ESFUERZO NOMINAL AXIAL AL PANDEO, Fn

El esfuerzo nominal axial al pandeo es calculado como sigue:

Para 5 . 1 c ≤ λ : y ² c

n F ) 658 . 0 ( F λ = (Pandeo inelástico)



Para 5 . 1 c > λ : y c

n F ²

877 . 0 F

λ

= (Pandeo elástico)

Donde e

y c F

F = λ

Y Fe es el menor de los esfuerzos por pandeo flexionante, torsional y flexionante-torsional.

La edición 1996 de AISI ha sido cambiada por la aproximada usada en la Especificación de AISC de LRFD de 1993. Esta nueva aproximación da ambas consideraciones al inicio de la resistencia provee un mejor ajuste a la prueba de datos, resultando un factor reducido de seguridad para ambos límites en el rango de pandeo elástico e inelástico.

5.6.- ESFUERZO AL PANDEO ELÁSTICO, Fe

± PANDEO FLEXIONANTE (Modo posible de falla)

El esfuerzo flexionante al pandeo elástico es calculado usando la siguiente expresión:

)² r / KL ( EC ²

F w e

π =

Figura 5.3. Pandeo flexionante

Esto es aplicable en secciones doblemente simétricas, secciones cerradas (tubos cuadrados o rectangulares), secciones cilíndricas, o secciones de simetría puntual. Para secciones simplemente simétricas, el pandeo flexionante es uno de los modos posibles de falla.



± PANDEO TORSIONAL (Modo posible de falla)

El esfuerzo torsional al pandeo elástico es calculado usando la siguiente expresión:

π + = σ =

)² r / KL ( EC ² GJ

² Ar 1 F w

o t e

Figura 5.4. Pandeo torsional

Esto se aplica, en secciones simétrica puntuales, donde el centro de cortante de la sección y el centroide de la sección coinciden. Secciones I doblemente simétricas, secciones en Z (simétrico y antisimétrico), y secciones tan inusuales como cruciformes, swásticas.

En este caso, el pandeo flexionante también debe ser checado.

± PANDEO FLEXIONANTE - TORSIONAL (Modo posible de falla)

El esfuerzo torsional – flexionante al pandeo elástico es calculado usando la siguiente expresión:

[ ] t ex t ex t ex e 4 )² ( )² ( F σ βσ − σ + σ − σ + σ =



Figura 5.5. Pandeo flexionante-torsional

Alternativamente, un valor conservador para Fe puede ser obtenido de la siguiente expresión:

ex t

ex t e F

σ + σ σ σ

=

Esto se aplica en secciones simplemente simétricas tal como canales y secciones en C, secciones sombrero, ángulos, secciones en T, y secciones en I con patines desiguales, donde el centro de corte y el centroide no coinciden, de aquí que el pandeo flexionante torsional es uno de los modos posibles de pandeo.

Figura 5.6. Esfuerzo de Pandeo elástico, Fe

Donde e

y c F

F = λ

5.7.- FACTOR DE LONGITUD EFECTIVA, K



El Factor de longitud efectiva K, se toma en cuenta para la influencia de restricción en contra de giro y traslación en los extremos del miembro a compresión. Para el caso mas simple de miembro a compresión, conectado articulado, K = 1.

La Especificación no da valores del factor de largo efectivo, por lo tanto, la tabla mostrada a continuación, tomada de las especificaciones AISI-96, provee valores teóricos K y recomendados para seis casos idealizados frecuentemente encontrados en la práctica.

En estos casos la unión rotación y traslación son también completamente realizados o no existentes.

El perfil pandeado de columna es

mostrada por la línea a rayas

Valor teórico k 0.5 0.7 1.0 1.0 2.0 2.0 Valor K

recomendado cuando las

condiciones ideales son aproximadas

0.65 0.80 1.2 1.0 2.1 2.0

Rotación, translación

Rotación libre, translación

Rotación, translación libre

Código de condición final

Rotación libre, translación libre

5.8.- ESTRUCTURAS SIN APOYO LATERALMENTE

Cuando no hay arriostramiento en contra del corrimiento lateral esta presente, tal como en pórticos, que la estructura dependa de su propia rigidez a la flexión por estabilidad lateral. Veamos la siguiente figura:



Figura 5.7. Estructuras sin apoyo lateral

Invariablemente, el pandeo toma lugar por el movimiento de corrimiento lateral. K es mayor que 1 y este valor puede ser obtenido para el ejemplo de la figura anterior.

5.9.- ESTRUCTURAS NO SIMÉTRICAS

Para secciones abiertas que no tienen simetría, ni alrededor de un eje o de un punto, Fe puede ser determinado por un análisis racional o de una prueba en acuerdo a la especificación AISI-96.

Analíticamente, las ecuaciones cúbicas tediosas tienen que ser resueltas al determinar el esfuerzo al pandeo torsional–flexionante, tan bien que la constante de alabeo torsional, Cw, comienza a ser totalmente compleja para resolver.

5.10.- LIMITE DE LA RELACIÓN DE ESBELTEZ, KL/r

Para miembros a compresión no debe exceder de 200, excepto durante la construcción, donde KL/r no debe exceder de 300.

EJEMPLO 5.1 MIEMBROS CARGADOS CONCENTRICAMENTE A COMPRESIÓN

Dado el siguiente elemento: La sección I doblemente simétrica hecha de 2 secciones canal – 13.97 CU 3.18 x 0.114 cm




L = 137.16 cm Fy = 2,325 Kg/cm² E = 2,078,413 Kg/cm² G = 796,138 Kg/cm²


Ag = 4.490 cm² Cw = 221.811 cm 6 J = 0.01956 cm 4

ry = 1.044 cm rx = 5.03 cm ro = 5.16 cm

Determine:

La resistencia nominal axial, Pn.

1) Determina el esfuerzo al pandeo elástico, Fe

• Pandeo flexionante (Ky = 1.0) 200 131 044 . 1 / ) 16 . 137 )( 0 . 1 ( r / L K y y < = = OK

² cm / kg 34 . 195 , 1 )² 131 /( ) 413 , 078 , 2 ²( )² r / L K /( E ² F y y e = π = π =

• Pandeo torsional (Kt = 1.0) )²] KtLt /( EC ² GJ ²)[ Ar /( 1 F w o t e π + = σ =

)²] 16 . 137 /( ) 811 . 221 )( 413 , 078 , 2 ²( ) 01956 . 0 )( 138 , 796 )²)[( 16 . 5 )( 49 . 4 /(( 1 F t e π + = σ =

² cm / kg 36 . 153 , 2 F e =

∴ ² cm / kg 34 . 195 , 1 F e = , y controla el pandeo flexionante.

2) Determina el esfuerzo al pandeo nominal, Fn

39 . 1 ] 34 . 195 , 1 / 325 , 2 [ ] F / F [ 2 / 1 2 / 1 e y c = = = λ

Ya que λc < 1.5,

² cm / kg 66 . 035 , 1 325 , 2 )] 658 . 0 [( F ) 658 . 0 ( F )² 39 . 1 ( y

² c n = = = λ

3) Determina el Área efectiva, Ae para f = 1,035.66 kg/cm²



• PATÍN (elemento a compresión no atiesado)

cm 59 . 2 ) 114 . 0 4763 . 0 ( 18 . 3 w = + − =

72 . 22 114 . 0 / 59 . 2 t / w W = = = < 60 OK 2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

814 . 0 ] 43 . 0 / 413 , 078 , 2 / 66 . 035 , 1 )[ 72 . 22 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

897 . 0 814 . 0 / ) 814 . 0 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 32 . 2 ) 59 . 2 ( 897 . 0 b = =

• ALMA (elemento a compresión atiesado)

cm 38 . 13 ) 114 . 0 4763 . 0 ( 2 97 . 13 w = + − =

37 . 117 114 . 0 / 38 . 13 t / w W = = = < 500 OK 2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

378 . 1 ] 0 . 4 / 413 , 078 , 2 / 66 . 035 , 1 )[ 37 . 117 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

610 . 0 378 . 1 / ) 378 . 1 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 16 . 8 ) 38 . 13 ( 610 . 0 b = =

2 / t R r + =

cm 533 . 0 ) 2 / 114 . 0 ( 4763 . 0 r = + =

cm 837 . 0 ) 533 . 0 ( 57 . 1 r 57 . 1 u = = =

)] b ( 2 ) u b ( 4 [ t A alma patin e + + =

² cm 30 . 3 )] 16 . 8 ( 2 ) 837 . 0 32 . 2 ( 4 [ 114 . 0 A e = + + =

4) Determina la Resistencia Nominal Axial, Pn

kg 75 . 417 , 3 ) 66 . 035 , 1 ( 30 . 3 F A P n e n = = =




Dado el siguiente elemento: La sección en Z de Simetría puntual 10.16 ZU 3.175x1.524 cm




Ag = 2.40 cm² Cw = 53.976 cm 6 J = 0.01856 cm 4

rmin = 0.762 cm ro = 3.962 cm

Determine:

La resistencia nominal axial, Pn. 1) Determina el esfuerzo al pandeo elástico, Fe

• Pandeo flexionante (Ky = 1.0) 200 120 762 . 0 / 44 . 91 r / L K min y < = = OK

² cm / kg 53 . 424 , 1 )² 120 /( ) 413 , 078 , 2 ²( )² r / L K /( E ² F min y e = π = π =


)²] 44 . 91 /( ) 976 . 53 )( 413 , 078 , 2 ²( ) 01856 . 0 )( 138 , 796 )²)[( 962 . 3 )( 40 . 2 /(( 1 F t e π + = σ =

² cm / kg 19 . 907 , 3 F e =



57 . 1 ] 53 . 424 , 1 / 523 , 3 [ ] F / F [ 2 / 1 2 / 1 e y c = = = λ

Ya que λc > 1.5, ² cm / kg 47 . 253 , 1 523 , 3 )²] 57 . 1 /( 877 . 0 [ F ²) c / 877 . 0 ( F y n = = λ =




• PATÍN (elemento a compresión no atiesado)

cm 55 . 2 ) 1524 . 0 4763 . 0 ( 175 . 3 w = + − =

73 . 16 1524 . 0 / 55 . 2 t / w W = = = < 60 OK 2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

658 . 0 ] 43 . 0 / 413 , 078 , 2 / 47 . 253 , 1 )[ 73 . 16 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ < 0.673, el patín es totalmente efectivo, y cm 55 . 2 w b = =


cm 90 . 8 ) 1524 . 0 4763 . 0 ( 2 16 . 10 w = + − =

39 . 58 1524 . 0 / 90 . 8 t / w W = = = < 500 OK 2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

754 . 0 ] 0 . 4 / 413 , 078 , 2 / 47 . 253 , 1 )[ 39 . 58 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

939 . 0 754 . 0 / ) 754 . 0 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 36 . 8 ) 90 . 8 ( 939 . 0 b = =

2 / t R r + =

cm 553 . 0 ) 2 / 1524 . 0 ( 4763 . 0 r = + =

cm 867 . 0 ) 553 . 0 ( 57 . 1 r 57 . 1 u = = =

] b ) u ( 2 b [ t A patin alma e + + =

² cm 32 . 2 )] 55 . 2 ) 867 . 0 ( 2 36 . 8 [ 1524 . 0 A e = + + =


kg 05 . 908 , 2 ) 47 . 253 , 1 ( 32 . 2 F A P n e n = = =




Dado el siguiente elemento: La sección C simplemente simétrica 7.62 CS 7.62x0.1524 cm (borde modificado del manual)




Ag = 3.826 cm² Cw = 561.24 cm 6 J = 0.02964 cm 4

ry = 2.84 cm rx = 3.23 cm ro = 8.46 cm xo = 7.29 cm

Determine:



• Pandeo flexionante (Ky = 1.0) 200 56 . 37 84 . 2 / 68 . 106 ) 0 . 1 ( r / L K y y < = = OK

² cm / kg 60 . 540 , 14 )² 56 . 37 /( ) 413 , 078 , 2 ²( )² r / L K /( E ² F y y e = π = π =


)²] 68 . 106 /( ) 24 . 561 )( 413 , 078 , 2 ²( ) 02964 . 0 )( 138 , 796 )²)[( 46 . 8 )( 826 . 3 /(( 1 F t e π + = σ =

² cm / kg 46 . 780 , 3 F e =

• Pandeo torsional-flexionante (Kx = 1.0)

] 4 )² [( ) )( 2 /( 1 F 2 / 1 t ex t ex t ex e σ βσ − σ + σ − σ + σ β =

200 03 . 33 23 . 3 / ) 68 . 106 ( 0 . 1 r / L K x x < = = OK ² cm / kg 53 . 802 , 18 )² 03 . 33 /( ) 413 , 078 , 2 ²( )² r / L K /( E ² x x ex = π = π = σ

257 . 0 )² 46 . 8 / 29 . 7 ( 1 )² r / x ( 1 o o = − = − = β

² cm / kg 46 . 780 , 3 F e t = = σ



)] 46 . 780 , 3 )( 53 . 802 , 18 )( 257 . 0 ( 4 )² 46 . 780 , 3 53 . 802 , 18 [( ) 46 . 780 , 3 53 . 802 , 18 ))( 257 . 0 ( 2 /( 1 F 2 / 1 e − + − + =

² cm / kg 47 . 269 , 3 F e =


04 . 1 ] 47 . 269 , 3 / 523 , 3 [ ] F / F [ 2 / 1 2 / 1 e y c = = = λ

Ya que λc < 1.5,

² cm / kg 30 . 240 , 2 523 , 3 )] 658 . 0 [( F ) 658 . 0 ( F )² 04 . 1 ( y

² c n = = = λ


• PATÍN (elemento a compresión atiesado)

cm 36 . 6 ) 1524 . 0 4763 . 0 ( 2 62 . 7 w = + − =

75 . 41 1524 . 0 / 36 . 6 t / w W = = = < 60 OK 2 / 1] f / E [ 28 . 1 S=

99 . 38 ] 30 . 240 , 2 / 413 , 078 , 2 [ 28 . 1 S 2 / 1 = =

Ya que W > S, se usa el caso III, donde n = 1/3 cm 2763 . 1 ) 1524 . 0 4673 . 0 ( 905 . 1 d = + − =

37 . 8 1524 . 0 / 2763 . 1 t / d = = < 14 OK 12 / ³ td I s =

4 s cm 0264 . 0 12 / )³ 2763 . 1 ( 1524 . 0 I = =

] 5 S / W 115 [ t I 4 a + =

4 4 a cm 06912 . 0 ] 5 ) 99 . 38 / 75 . 41 ( 115 [ ) 1524 . 0 ( I = + =

382 . 0 06912 . 0 / 0264 . 0 I / I C a s 2 = = =

8 . 0 30 . 0 36 . 6 / 905 . 1 w / D < = = OK ) w / D ( 5 25 . 5 k a − =

75 . 3 ) 30 . 0 ( 5 25 . 5 k a = − =

u u a n

2 k ) k k ( C k + − =

84 . 2 43 . 0 ) 43 . 0 75 . 3 ( ) 382 . 0 ( k 3 / 1 = + − =

2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ



856 . 0 ] 84 . 2 / 413 , 078 , 2 / 30 . 240 , 2 )[ 75 . 41 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

868 . 0 856 . 0 / ) 856 . 0 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 52 . 5 ) 36 . 6 ( 868 . 0 b = =

• ATIESADOR DE BORDE (elemento a compresión no atiesado)

cm 28 . 1 ) 1524 . 0 4763 . 0 ( 905 . 1 w = + − =

40 . 8 1524 . 0 / 28 . 1 t / w W = = = < 60

442 . 0 ] 43 . 0 / 413 , 078 , 2 / 30 . 240 , 2 )[ 40 . 8 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ < 0.673, el atiesador de borde es totalmente efectivo cm 2763 . 1 d ' d s = =

cm 489 . 0 ) 2763 . 1 ( 382 . 0 ' d C d s 2 s = = =


cm 36 . 6 ) 1524 . 0 4763 . 0 ( 2 62 . 7 w = + − =

75 . 41 1524 . 0 / 36 . 6 t / w W = = = < 60 OK

721 . 0 ] 0 . 4 / 413 , 078 , 2 / 30 . 240 , 2 )[ 75 . 41 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

964 . 0 721 . 0 / ) 721 . 0 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 13 . 6 ) 36 . 6 ( 964 . 0 b = =

2 / t R r + =

cm 553 . 0 ) 2 / 1524 . 0 ( 4763 . 0 r = + =

cm 867 . 0 ) 553 . 0 ( 57 . 1 r 57 . 1 u = = =

)] b d ( 2 ) u ( 4 b [ t A patin s alma e + + + =

² cm 29 . 3 )] 52 . 5 489 . 0 ( 2 ) 867 . 0 ( 4 13 . 6 [ 1524 . 0 A e = + + + =


kg 05 . 908 , 2 ) 47 . 253 , 1 ( 32 . 2 F A P n e n = = =




Dado el siguiente elemento: La sección C simplemente simétrica 13.97 CS 4.128x0.145 cm




Ag = 3.413 cm² Cw = 298.07 cm 6 J = 0.02385 cm 4

Ix = 96.566 cm 4 Iy = 7.28 cm 4 Sx = 13.847 cm³ ry = 1.46 cm rx = 3.23 cm ro = 6.17 cm xo = 2.77 cm

Determine:


i) Cuando esta arriostrado solamente en los extremos ii) Cuando esta arriostrado en los extremos y en el centro iii) Cuando esta arriostrado en los extremos y al tercer punto iv) Cuando esta arriostrado a lo largo de todo el miembro v) Cuando esta arriostrado a lo largo alrededor de ambos ejes

Nota: Para los puntos i) y iv), el arriostramiento esta siempre en la dirección débil y el no arriostramiento esta provisto en la dirección fuerte.

i) Cuando esta arriostrado solamente en los extremos

El pandeo flexionante alrededor del eje y el pandeo flexionante-torsional debe ser investigado.




• Pandeo flexionante (Ky = 1.0) 200 01 . 167 46 . 1 / 84 . 243 ) 0 . 1 ( r / L K y y < = = OK

² cm / kg 41 . 735 )² 01 . 167 /( ) 413 , 078 , 2 ²( )² r / L K /( E ² F y y e = π = π =


)²] 84 . 243 /( ) 07 . 298 )( 413 , 078 , 2 ²( ) 02385 . 0 )( 138 , 796 )²)[( 17 . 6 )( 413 . 3 /(( 1 F t e π + = σ =

² cm / kg 61 . 937 F e =




798 . 0 )² 17 . 6 / 77 . 2 ( 1 )² r / x ( 1 o o = − = − = β

² cm / kg 62 . 937 F e t = = σ

)] 62 . 937 )( 57 . 800 , 9 )( 798 . 0 ( 4 )² 62 . 937 57 . 800 , 9 [( ) 62 . 937 57 . 800 , 9 ))( 798 . 0 ( 2 /( 1 F 2 / 1 e − + − + =

² cm / kg 47 . 918 F e =

∴ ² cm / kg 41 . 735 F e = , y controla el pandeo flexionante.


78 . 1 ] 44 . 735 / 325 , 2 [ ] F / F [ 2 / 1 2 / 1 e y c = = = λ

Ya que λc > 1.5, ² cm / kg 95 . 644 325 , 2 )²] 78 . 1 /( 877 . 0 [ F ²) c / 877 . 0 ( F y n = = λ =

3) Determina el Área efectiva, Ae para f = 644.95 kg/cm²

• PATÍN (elemento a compresión atiesado) cm 28 . 3 ) 145 . 0 274 . 0 ( 2 128 . 4 w = + − =

63 . 22 145 . 0 / 28 . 3 t / w W = = = < 60 OK 2 / 1] f / E [ 28 . 1 S=

66 . 72 ] 95 . 644 / 413 , 078 , 2 [ 28 . 1 S 2 / 1 = =



Ya que W < S/3, se usa el caso I, aplicando (b = w y ds = ds’ cm 28 . 3 w b = = , y el patín es totalmente efectivo


cm 85 . 0 ) 145 . 0 274 . 0 ( 27 . 1 d = + − =

87 . 5 145 . 0 / 85 . 0 t / w W = = = < 14 OK 2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

166 . 0 ] 43 . 0 / 413 , 078 , 2 / 95 . 644 )[ 87 . 5 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ < 0.673, el patín es totalmente efectivo, y cm 85 . 0 d ' d d s = = =


cm 13 . 13 ) 145 . 0 274 . 0 ( 2 97 . 13 w = + − =

57 . 90 145 . 0 / 13 . 13 t / w W = = = < 500 OK

839 . 0 ] 0 . 4 / 413 , 078 , 2 / 95 . 644 )[ 57 . 90 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

879 . 0 839 . 0 / ) 839 . 0 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 54 . 11 ) 13 . 13 ( 879 . 0 b = =

2 / t R r + =

cm 3465 . 0 ) 2 / 145 . 0 ( 274 . 0 r = + =

cm 544 . 0 ) 3465 . 0 ( 57 . 1 r 57 . 1 u = = =


² cm 18 . 3 )] 28 . 3 85 . 0 ( 2 ) 544 . 0 ( 4 54 . 11 [ 145 . 0 A e = + + + =


kg 49 . 053 , 2 ) 95 . 644 ( 18 . 3 F A P n e n = = =

ii) Cuando esta arriostrado en los extremos y en el centro

El pandeo flexionante es alrededor del eje y entre los puntos de arriostre y el pandeo flexionante alrededor del eje x sobre toda su longitud, y el pandeo flexionante-torsional debe ser investigado.




• Pandeo flexionante (Ky = Kx =1.0) 200 51 . 83 46 . 1 / 92 . 121 ) 0 . 1 ( r / L K y y < = = ∴OK y controla

200 75 . 45 33 . 5 / 84 . 243 ) 0 . 1 ( r / L K x x < = = ∴OK ² cm / kg 64 . 941 , 2 )² 51 . 83 /( ) 413 , 078 , 2 ²( )² r / L K /( E ² F y y e = π = π =


)²] 2 / 84 . 243 /( ) 07 . 298 )( 413 , 078 , 2 ²( ) 02385 . 0 )( 138 , 796 )²)[( 17 . 6 )( 413 . 3 /(( 1 F t e π + = σ =

² cm / kg 03 . 312 , 3 F e =




798 . 0 )² 17 . 6 / 77 . 2 ( 1 )² r / x ( 1 o o = − = − = β

² cm / kg 03 . 312 , 3 F e t = = σ de atrás…

)] 03 . 312 . 3 )( 57 . 800 , 9 )( 798 . 0 ( 4 )² 62 . 937 57 . 800 , 9 [( ) 62 . 937 57 . 800 , 9 ))( 798 . 0 ( 2 /( 1 F 2 / 1 e − + − + =

² cm / kg 16 . 037 , 3 F e =



889 . 0 ] 64 . 941 , 2 / 325 , 2 [ ] F / F [ 2 / 1 2 / 1 e y c = = = λ

Ya que λc < 1.5,

² cm / kg 18 . 670 , 1 325 , 2 )] 658 . 0 [( F ) 658 . 0 ( F )² 888 . 0 ( y

² c n = = = λ



63 . 22 145 . 0 / 28 . 3 t / w W = = = < 60 OK 2 / 1] f / E [ 28 . 1 S=



15 . 45 ] 18 . 670 , 1 / 413 , 078 , 2 [ 28 . 1 S 2 / 1 = =

05 . 15 3 / 15 . 45 3 / S = =

Ya que S/3 < W < S, se usa el caso II, (n = ½) cm 85 . 0 d =

12 / ³ td I s =

4 s cm 007447 . 0 12 / )³ 85 . 0 ( 145 . 0 I = =

3 2 / 1 4 a ] ) 4 / 43 . 0 ( S / W [ t 399 I − =

4 3 2 / 1 4 a cm 0009196 . 0 ] ) 4 / 43 . 0 ( ) 15 . 45 / 63 . 22 [( ) 145 . 0 ( 399 I = − =

10 . 8 0009196 . 0 / 007447 . 0 I / I C a s 2 = = = ∴=1.00

8 . 0 39 . 0 28 . 3 / 27 . 1 w / D < = = OK ) w / D ( 5 25 . 5 k a − =

32 . 3 ) 39 . 0 ( 5 25 . 5 k a = − =

u u a n

2 k ) k k ( C k + − =

32 . 3 43 . 0 ) 43 . 0 32 . 3 ( ) 0 . 1 ( k 3 / 1 = + − =

2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

371 . 0 ] 32 . 3 / 413 , 078 , 2 / 18 . 670 , 1 )[ 63 . 22 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ < 0.673, b = ρw, y el patín es totalmente efectivo cm 28 . 3 b =


cm 85 . 0 ) 145 . 0 274 . 0 ( 27 . 1 d = + − =

87 . 5 145 . 0 / 85 . 0 t / w W = = = 2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

35 . 1 ] 43 . 0 / 413 , 078 , 2 / 18 . 670 , 1 )[ 87 . 5 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ < 0.673, el atiesador de borde es totalmente efectivo, y cm 85 . 0 d ' d d s = = =

cm 85 . 0 ) 85 . 0 ( 0 . 1 ' d C d s 2 s = = =




cm 13 . 13 ) 145 . 0 274 . 0 ( 2 97 . 13 w = + − =

57 . 90 145 . 0 / 13 . 13 t / w W = = = < 500 OK

35 . 1 ] 0 . 4 / 413 , 078 , 2 / 18 . 670 , 1 )[ 57 . 90 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

620 . 0 35 . 1 / ) 35 . 1 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 14 . 8 ) 13 . 13 ( 620 . 0 b = =

2 / t R r + =

cm 3465 . 0 ) 2 / 145 . 0 ( 274 . 0 r = + =

cm 544 . 0 ) 3465 . 0 ( 57 . 1 r 57 . 1 u = = =


² cm 69 . 2 )] 28 . 3 85 . 0 ( 2 ) 544 . 0 ( 4 14 . 8 [ 145 . 0 A e = + + + =


kg 17 . 500 , 4 ) 18 . 670 , 1 ( 69 . 2 F A P n e n = = =

iii) Cuando esta arriostrado en los extremos y a cada tercio (L/3)

El pandeo flexionante es alrededor del eje y entre los puntos de arriostre y el pandeo flexionante alrededor del eje x sobre toda su longitud, y el pandeo flexionante-torsional debe ser investigado.


• Pandeo flexionante (Ky = Kx =1.0)200 67 . 55 46 . 1 / 28 . 81 ) 0 . 1 ( r / L K y y < = = ∴OK y controla

200 75 . 45 33 . 5 / 84 . 243 ) 0 . 1 ( r / L K x x < = = ∴OK ² cm / kg 69 . 618 , 6 )² 67 . 55 /( ) 413 , 078 , 2 ²( )² r / L K /( E ² F y y e = π = π =

• Pandeo torsional (Kt = 1.0) )²] L K /( EC ² GJ ²)[ Ar /( 1 F t t w o t e π + = σ =

)²] 3 / 84 . 243 /( ) 07 . 298 )( 413 , 078 , 2 ²( ) 02385 . 0 )( 138 , 796 )²)[( 17 . 6 )( 413 . 3 /(( 1 F t e π + = σ =

² cm / kg 39 . 269 , 7 F e =






798 . 0 )² 17 . 6 / 77 . 2 ( 1 )² r / x ( 1 o o = − = − = β


)] 39 . 269 , 7 )( 57 . 800 , 9 )( 798 . 0 ( 4 )² 39 . 269 , 7 57 . 800 , 9 [( ) 39 . 269 , 7 57 . 800 , 9 ))( 798 . 0 ( 2 /( 1 F 2 / 1 e − + − + =

² cm / kg 95 . 685 , 5 F e =



639 . 0 ] 95 . 685 , 5 / 325 , 2 [ ] F / F [ 2 / 1 2 / 1 e y c = = = λ

Ya que λc < 1.5,

² cm / kg 27 . 959 , 1 325 , 2 )] 658 . 0 [( F ) 658 . 0 ( F )² 639 . 0 ( y

² c n = = = λ



63 . 22 145 . 0 / 28 . 3 t / w W = = = < 60 OK 2 / 1] f / E [ 28 . 1 S=

70 . 41 ] 27 . 959 , 1 / 413 , 078 , 2 [ 28 . 1 S 2 / 1 = =

90 . 13 3 / 70 . 41 3 / S = =


12 / ³ td I s =

4 s cm 007447 . 0 12 / )³ 85 . 0 ( 145 . 0 I = =

3 2 / 1 4 a ] ) 4 / 43 . 0 ( S / W [ t 399 I − =

4 3 2 / 1 4 a cm 00175428 . 0 ] ) 4 / 43 . 0 ( ) 70 . 41 / 63 . 22 [( ) 145 . 0 ( 399 I = − =

24 . 4 00174528 . 0 / 007447 . 0 I / I C a s 2 = = = ∴=1.00

8 . 0 39 . 0 28 . 3 / 27 . 1 w / D < = = OK



) w / D ( 5 25 . 5 k a − =

32 . 3 ) 39 . 0 ( 5 25 . 5 k a = − =

u u a n

2 k ) k k ( C k + − =

32 . 3 43 . 0 ) 43 . 0 32 . 3 ( ) 0 . 1 ( k 3 / 1 = + − =

2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

402 . 0 ] 32 . 3 / 413 , 078 , 2 / 27 . 959 , 1 )[ 63 . 22 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ



cm 85 . 0 ) 145 . 0 274 . 0 ( 27 . 1 d = + − =

87 . 5 145 . 0 / 85 . 0 t / w W = = =

2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

290 . 0 ] 43 . 0 / 413 , 078 , 2 / 69 . 959 , 1 )[ 87 . 5 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ


cm 85 . 0 ) 85 . 0 ( 0 . 1 ' d C d s 2 s = = =


cm 13 . 13 ) 145 . 0 274 . 0 ( 2 97 . 13 w = + − =

57 . 90 145 . 0 / 13 . 13 t / w W = = = < 500 OK

46 . 1 ] 0 . 4 / 413 , 078 , 2 / 69 . 959 , 1 )[ 57 . 90 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

581 . 0 46 . 1 / ) 46 . 1 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 63 . 7 ) 13 . 13 ( 581 . 0 b = =

2 / t R r + =

cm 3465 . 0 ) 2 / 145 . 0 ( 274 . 0 r = + =



cm 544 . 0 ) 3465 . 0 ( 57 . 1 r 57 . 1 u = = =


² cm 62 . 2 )] 28 . 3 85 . 0 ( 2 ) 544 . 0 ( 4 63 . 7 [ 145 . 0 A e = + + + =


kg 58 . 133 , 5 ) 69 . 959 , 1 ( 62 . 2 F A P n e n = = =

iv) Cuando esta arriostrado a lo largo de todo el miembro

Solamente el pandeo flexionante alrededor del eje x sobre toda su longitud, debe ser investigado.


• Pandeo flexionante (Kx =1.0), únicamente 200 75 . 45 33 . 5 / 84 . 243 ) 0 . 1 ( r / L K x x < = = ∴OK

² cm / kg 18 . 801 , 9 )² 75 . 45 /( ) 413 , 078 , 2 ²( )² r / L K /( E ² F y y e = π = π =



487 . 0 ] 18 . 801 , 9 / 325 , 2 [ ] F / F [ 2 / 1 2 / 1 e y c = = = λ

Ya que λc < 1.5,

² cm / kg 25 . 105 , 2 325 , 2 )] 658 . 0 [( F ) 658 . 0 ( F )² 487 . 0 ( y

² c n = = = λ



63 . 22 145 . 0 / 28 . 3 t / w W = = = < 60 OK 2 / 1] f / E [ 28 . 1 S=

22 . 40 ] 25 . 105 , 2 / 413 , 078 , 2 [ 28 . 1 S 2 / 1 = =

41 . 13 3 / 22 . 40 3 / S = =




12 / ³ td I s =

4 s cm 007447 . 0 12 / )³ 85 . 0 ( 145 . 0 I = =

3 2 / 1 4 a ] ) 4 / 43 . 0 ( S / W [ t 399 I − =

4 3 2 / 1 4 a cm 002287 . 0 ] ) 4 / 43 . 0 ( ) 22 . 40 / 63 . 22 [( ) 145 . 0 ( 399 I = − =

26 . 3 002287 . 0 / 007447 . 0 I / I C a s 2 = = = ∴=1.00

8 . 0 387 . 0 26 . 3 / 27 . 1 w / D < = = OK ) w / D ( 5 25 . 5 k a − =

32 . 3 ) 39 . 0 ( 5 25 . 5 k a = − =

u u a n

2 k ) k k ( C k + − =

32 . 3 43 . 0 ) 43 . 0 32 . 3 ( ) 0 . 1 ( k 3 / 1 = + − =

2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

416 . 0 ] 32 . 3 / 413 , 078 , 2 / 25 . 105 , 2 )[ 63 . 22 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ



cm 85 . 0 ) 145 . 0 274 . 0 ( 27 . 1 d = + − =

87 . 5 145 . 0 / 85 . 0 t / w W = = = 2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

300 . 0 ] 43 . 0 / 413 , 078 , 2 / 25 . 105 , 2 )[ 87 . 5 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ


cm 85 . 0 ) 85 . 0 ( 0 . 1 ' d C d s 2 s = = =


cm 13 . 13 ) 145 . 0 274 . 0 ( 2 97 . 13 w = + − =

57 . 90 145 . 0 / 13 . 13 t / w W = = = < 500 OK

52 . 1 ] 0 . 4 / 413 , 078 , 2 / 25 . 105 , 2 )[ 57 . 90 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ



Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

563 . 0 52 . 1 / ) 52 . 1 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 40 . 7 ) 17 . 5 ( 563 . 0 b = =

2 / t R r + =

cm 3465 . 0 ) 2 / 145 . 0 ( 274 . 0 r = + =

cm 544 . 0 ) 3465 . 0 ( 57 . 1 r 57 . 1 u = = =


² cm 59 . 2 )] 28 . 3 85 . 0 ( 2 ) 544 . 0 ( 4 40 . 7 [ 145 . 0 A e = + + + =


kg 91 . 447 , 5 ) 25 . 105 , 2 ( 59 . 2 F A P n e n = = =

v) Cuando esta arriostrado a lo largo de todo el miembro

Solamente el pandeo local al esfuerzo de fluencia, debe ser investigado (f = 2,325 kg/cm²).

1) Determina el Área efectiva, Ae para f = 2,325 kg/cm²


63 . 22 145 . 0 / 28 . 3 t / w W = = = < 60 OK 2 / 1] f / E [ 28 . 1 S=

27 . 38 ] 325 , 2 / 413 , 078 , 2 [ 28 . 1 S 2 / 1 = =

76 . 12 3 / 27 . 38 3 / S = =


12 / ³ td I s =

4 s cm 007447 . 0 12 / )³ 85 . 0 ( 145 . 0 I = =

3 2 / 1 4 a ] ) 4 / 43 . 0 ( S / W [ t 399 I − =

4 3 2 / 1 4 a cm 003229 . 0 ] ) 4 / 43 . 0 ( ) 27 . 38 / 63 . 22 [( ) 145 . 0 ( 399 I = − =

31 . 2 003229 . 0 / 007447 . 0 I / I C a s 2 = = = ∴=1.00

8 . 0 387 . 0 26 . 3 / 27 . 1 w / D < = = OK



) w / D ( 5 25 . 5 k a − =

32 . 3 ) 39 . 0 ( 5 25 . 5 k a = − =

u u a n

2 k ) k k ( C k + − =

32 . 3 43 . 0 ) 43 . 0 32 . 3 ( ) 0 . 1 ( k 3 / 1 = + − =

2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

437 . 0 ] 32 . 3 / 413 , 078 , 2 / 325 , 2 )[ 63 . 22 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ



cm 85 . 0 ) 145 . 0 274 . 0 ( 27 . 1 d = + − =

87 . 5 145 . 0 / 85 . 0 t / w W = = =

2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

315 . 0 ] 43 . 0 / 413 , 078 , 2 / 325 , 2 )[ 87 . 5 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ


cm 85 . 0 ) 85 . 0 ( 0 . 1 ' d C d s 2 s = = =


cm 13 . 13 ) 145 . 0 274 . 0 ( 2 97 . 13 w = + − =

57 . 90 145 . 0 / 13 . 13 t / w W = = = < 500 OK

59 . 1 ] 0 . 4 / 413 , 078 , 2 / 325 , 2 )[ 57 . 90 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

541 . 0 59 . 1 / ) 59 . 1 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 10 . 7 ) 17 . 5 ( 541 . 0 b = =

2 / t R r + =

cm 3465 . 0 ) 2 / 145 . 0 ( 274 . 0 r = + =



cm 544 . 0 ) 3465 . 0 ( 57 . 1 r 57 . 1 u = = =


² cm 54 . 2 )] 28 . 3 85 . 0 ( 2 ) 544 . 0 ( 4 10 . 7 [ 145 . 0 A e = + + + =


kg 21 . 915 , 5 ) 325 , 2 ( 54 . 2 F A P n e n = = =

Conclusiones:

i) Pn = 2,053.49 kg ii) Pn = 4,500.17 kg iii) Pn = 5,133.58 kg iv) Pn = 5,447.91 kg

v) Solamente pandeo local (arriostrado totalmente a lo largo de ambos ejes), Pn = 5,915.21 kg.

El arriostramiento, puede cambiar significativamente la carga, transmitiendo la capacidad a compresión de los miembros.

5.11.- CARGA AXIAL Y FLEXIÓN COMBINADOS

• CARGA AXIAL DE TENSIÓN Y FLEXIÓN COMBINADOS (NUEVO EN AISI-96) • CARGA AXIAL A COMPRESIÓN Y FLEXIÓN COMBINADOS

~ Ecuaciones separadas de interacción para ASD y LRFD ~ Las mismas ecuaciones básicas de interacción para ASD y LRFD



~ Los efectos del miembro y del segundo orden estructural están incluidos.

ECUACIONES DE INTERACCIÓN PARA CARGA AXIAL A TENSIÓN Y FLEXIÓN COMBINADOS

METODO ASD METODO LRFD

i) Límite de Fluencia en el Patín a Tensión

0 . 1 T T

M M

M M

n

t

nyt

y b

nxt

x b ≤ Ω

+ Ω

+ Ω

0 . 1 T T

M M

M M

n t

u

nyt b

uy

nxt b

ux ≤ ϕ

+ ϕ

+ ϕ

ii) Falla en el patín a compresión 0 . 1

T T

M M

M M

n

t

ny

y b

nx

x b ≤ Ω

− Ω

+ Ω

0 . 1 T T

M M

M M

n t

u

ny b

uy

nx b

ux ≤ ϕ

− ϕ

+ ϕ

Donde:

T, Ty = Resistencia requerida a tensión axial Mx, My = Resistencia requerida a flexión con respecto a los ejes centroidales Mux,Muy = Resistencia requerida a flexión con respecto a los ejes centroidales

Tn = Resistencia nominal a tensión Mnx,Mny = Resistencia nominal a flexión alrededor del eje centroidal Mnxt,Mnyt = Sft Fy

Sft = Módulo de sección total apara la fibra extrema en tensión alrededor de su propio eje Ωb = 1.67, para resistencia a flexión o para vigas no arriostradas lateralmente Ωt = 1.67 φb = 0.90 ó 0.95, para resistencia a flexión o 0.90, para vigas no arriostradas lateralmente φt = 0.95

Lo anterior es nuevo en las especificaciones AISI- 1996 y las previsiones se aplican a la flexión concurrente y a la carga axial de tensión únicamente. Si la flexión puede ocurrir sin la presencia de carga axial a tensión, el miembro también debe conformar dichas previsiones. Se debe tomar cuidado de no sobreestimar la carga axial tensión, de aquí que esto podría ser poco conservador.

CARGA AXIAL A COMPRESIÓN Y FLEXIÓN COMBINADOS



Los miembros de acero formados en frío sujetos a la combinación de carga axial y flexión son usualmente referidos como VIGAS-COLUMNAS.

El comportamiento estructural de VIGAS-COLUMNAS depende de:

1) El perfil y dimensiones de sección transversal, 2) La carga del miembro, 3) La ubicación de la carga excéntrica aplicada, 4) La longitud del miembro, 5) La restricción del extremo del miembro, y 6) La condición de arriostramiento.

FUENTES DE ESFUERZOS A FLEXIÓN

A) MIEMBROS CARGADOS

Carga Axial Excéntrica

Carga Axial más Transversal

Carga Axial más Momentos y cortantes en extremos

Figura 5.8. Miembros cargados

B) CARGAS DE SECCIÓN TRANSVERSAL

i) Cuando ey = 0, pero no ex, compresión excéntrica con flexión en el plano de simetría.



ii) Cuando ex = 0, pero no ey, compresión excéntrica con flexión alrededor del eje de simetría. iii) Cuando ni ey ni ex, son igual a cero, la flexión biaxial será experimentada.

Figura 5.9. Sección transversal

C) TIPOS DE SECCIÓN TRANSVERSAL

a) Doblemente simétrica b) Simplemente simétrica c) Simetría puntual d) No simétrico

Secciones doblemente simétricas

A. SECCIÓN ABIERTA

Figura 5.10. Secciones abiertas

B. SECCIÓN CERRADA

El miembro fallará flexionándose alrededor del eje menor (eje y) en la ubicación del momento máximo, por cualquiera, Fluencia ó pandeo local.

El miembro puede fallar flexionándose o en el modo de pandeo torsional- flexionante porque la carga no pasa a través del centro de cortante.



Figura 5.11. Secciones cajón

ECUACIONES DE INTERACCIÓN PARA CARGA AXIAL, COMPRESIÓN Y FLEXIÓN COMBINADOS

Método ASD → DISEÑO DE VALORES ADMISIBLES

Las resistencias requeridas, P, Mx y My deberán satisfacer las siguientes ecuaciones de interacción:

i) Estabilidad 0 . 1 M

M C M

M C P P

y ny

y my b

x nx

x mx b

n

c ≤ α

Ω +

α Ω

+ Ω

ii) Resistencia 0 . 1 M M

M M

P P

ny

y b

nx

x b

no

c ≤ Ω

+ Ω

+ Ω

Cuando ΩcP / Pn < 0.15, la siguiente ecuación puede ser usada en lugar de las ecuaciones anteriores:

0 . 1 M M

M M

P P

ny

y b

nx

x b

n

c ≤ Ω

+ Ω

+ Ω

Método LRFD → DISEÑO DE FACTOR DE CARGA Y RESISTENCIA

Las resistencias requeridas, Pu, Mux y Muy deberán satisfacer las siguientes ecuaciones de interacción:

El miembro fallará flexionándose alrededor del eje menor (eje y) en la ubicación del momento máximo, por cualquiera, Fluencia ó pandeo local.

El miembro puede fallar flexionándose alrededor del eje mayor (eje x) o del eje menor (eje y) en la ubicación del momento máximo, dependiendo de la magnitud de la excentricidad.



i) Estabilidad 0 . 1 M M C

M M C

P P

y ny b

uy my

x nx b

ux mx

n c

u ≤ α ϕ

+ α ϕ

+ ϕ

ii) Resistencia 0 . 1 M

M M

M P P

ny b

uy

nx b

ux

no c

u ≤ ϕ

+ ϕ

+ ϕ

Cuando Pu / φcPn < 0.15, la siguiente ecuación puede ser usada en lugar de las ecuaciones anteriores:

0 . 1 M

M M

M P P

ny b

uy

nx b

ux

n c

u ≤ ϕ

+ ϕ

+ ϕ

Donde:

P, Py = Resistencia requerida a compresión axial Mx, My = Resistencia requerida a flexión con respecto a los ejes centroidales de la sección efectiva

determinada por la resistencia a compresión axial solamente. Para secciones angulares, My se tomará cualquiera de las dos como la resistencia a flexión requerida más PL/1000, cualquier resultado en un valor permisible más bajo de P Mux,Muy = Resistencia requerida a flexión con respecto a los ejes centroidales de la sección efectiva

determinada por la resistencia a compresión axial solamente. Para secciones angulares, Myy se tomará cualquiera de las dos como la resistencia a flexión requerida más PuL/1000, cualquier resultado en un valor permisible más bajo de Pu

Pn = Resistencia nominal axial Pno = Resistencia nominal axial, con Fn = Fy

Mnx,Mny = Resistencia nominal a flexión alrededor del eje centroidal Ωb = 1.67, para resistencia a flexión o para vigas no arriostradas lateralmente Ωt = 1.80 φb = 0.90 ó 0.95, para resistencia a flexión o 0.90, para vigas no arriostradas lateralmente φt = 0.85

5.12. EFECTOS DE SEGUNDO ORDEN



Figura 5.12. Efectos de Momentos

ASD LRFD

Ex

c x P

P 1

Ω − = α

Ex

u x P

P 1− = α

Ey

c y P

P 1

Ω − = α

Ey

u y P

P 1− = α

)² L K ( EI ²

P x x

x Ex

π =

)² L K ( EI ²

P y y

y Ey

π =

Donde:

Ix = Momento de inercia total de sección transversal sin reducir, alrededor del eje x Iy = Momento de inercia total de sección transversal sin reducir, alrededor del eje y Lx = Longitud real sin arriostrar para flexión alrededor del eje x Ly = Longitud real sin arriostrar para flexión alrededor del eje y Kx = Factor de longitud efectiva para pandeo alrededor del eje x Ky = Factor de longitud efectiva para pandeo alrededor del eje y

EFECTOS DE MOMENTOS (Cmx, Cmy)



Si los momentos finales son como los mostrados en las figuras previas, no es necesaria una modificación adicional. Para momentos finales desiguales M1 y M2, y miembros en compresión en marcos, las siguientes modificaciones se deberán aplicar:

1) Para miembros a compresión en marcos sujetos a traslación de juntas (corrimiento lateral) Cm = 0.85

2) Para miembros a compresión en marcos arriostrados contra la traslación de nudos y sin carga transversal entre soportes

Cm = 0.6 + 0.4 (M1/M2) (curvatura simple) Cm = 0.6 - 0.4 (M1/M2) (curvatura doble)

Donde M1/M2 es la relación del menor al mayor de los momentos finales.

3) Para miembros a compresión en marcos arriostradas contra la traslación de juntas con carga transversal entre soportes

Cm puede ser determinado por un análisis racional, o en su lugar:

(a) Para miembros con extremos restringidos Cm = 0.85 (b) Para miembros con miembros no restringidos Cm = 1.00

5.13. MIEMBROS CILÍNDRICOS TUBULARES

FLEXIÓN Para miembros flexionantes, la resistencia nominal flexionante, Mn, deberá ser calculada como sigue:

Para D/t < 0.070 E/Fy

Mn = 1.25 Fy Sf

Para 0.070 E/Fy < D/t < 0.319 E/Fy

f y y

n S F t / D F / E

020 . 0 970 . 0 M

+ =

Para 0.319 E/Fy < D/t < 0.441 E/Fy

Mn = [0.328 E / (D/t)] Sf

Ωb = 1.67 (ASD), φb = 0.95 (LRFD)

Recordemos que, Sf = es el Modulo de Sección Elástico total de la sección transversal reducida.



Figura 5.13. Miembros tubulares cilíndricos

COMPRESIÓN (CONCÉNTRICO)

La resistencia nominal axial, Pn, deberá ser calculada como sigue:

e n n A F P =

Ωc = 1.80 (ASD) φc = 0.85 (LRFD)

Para λc < 1.5 ( ) y ² c n F 658 . 0 F λ =

Para λc > 1.5 y c

n F ²

877 . 0 F

λ

=

Donde e

y c F

F = λ

Fe = Esfuerzo al pandeo elástico flexionante determinado de acuerdo al capítulo 4. Ae = [1-(1-R²)(1- Ao/A)]

e y F 2 / F R=



A A 667 . 0 ) tE /( ) DF (

037 . 0 A y

o ≤

+ =

para y F E 441 . 0

t D

≤

A = Área de la sección transversal sin reducir.

EJEMPLO 5.5 CARGA AXIAL Y FLEXIÓN COMBINADOS

Dada la sección tubular cuadrada 20.32 x 20.32 x 0.2667 cm Y teniendo las siguientes propiedades:

L = 365.76 cm Fy = 3, 523.00 Kg/cm² E = 2,078,413 Kg/cm² G = 796,138 Kg/cm²


Ag = 21.10 cm², Ix = Iy = 1,406.86 cm 4 , rx = ry = 8.15 cm, Sf = 8.44 cm³, r = R + t/2 = 0.61 cm u = 1.57r = 0.958 cm c = 0.637 r = 0.389 cm

CARGAS ESPECIFICADAS:

i) Carga axial PD = 1,818.18 Kg, PL = 7,272.73 Kg ii) Momentos finales MD = 2,235.47 Kgm, ML

= 8,941.88 Kg

Determine:

La suficiencia del miembro tubular usando LRFD.

El miembro es lateralmente soportado en los extremos solamente.



1) Consideración de resistencia (al extremo del miembro) (Muy = 0)

• Cálculo de la Resistencia Nominal axial, Pno basado en f = Fn = Fy

cm 83 . 18 ) 2667 . 0 4763 . 0 ( 2 32 . 20 w = + − =

W = w/t = 18.83 / 0.2667 = 70.62 < 500 OK λ = 1.052 (W) [f/E/k] 1/2

λ = 1.052 (70.62) [3,523/2,078,413/4.0] 1/2 = 1.53

Ya que λ > 0.673, b = ρw ρ = (1-0.22/λ)/λ ρ = (1-0.22/1.53)/1.53 = 0.560

b = (0.560) (18.83) = 10.54 cm Ae = 0.2667[4(0.958 + 1054)] = 12.27 cm Pno = Ae Fn = 12.27 (3,523) = 43,213.35 kg

• Cálculo de la Resistencia Nominal Flexionante, Mnx basado en la iniciación del límite de fluencia

Mnx = Sxe Fy

~ Patín a compresión (1). De lo anterior b = 10.54 cm ~ Almas (3) W = 70.62 Suponiendo ycg = 10.16 cm

] y / F ) t R ( y [ f f cg y cg 2 1 + − = =

∴ 2

2 1 cm / kg 36 . 265 , 3 ] 16 . 10 / 523 , 3 ) 2667 . 0 4763 . 0 ( 16 . 10 [ f f = + − = =

00 . 1 36 . 265 , 3 / 36 . 265 , 3 f / f 1 2 − = − = = Ψ

) 1 ( 2 ) 1 ( 2 4 k 3 Ψ − + Ψ − + =

0 . 24 )) 0 . 1 ( 1 ( 2 )) 0 . 1 ( 1 ( 2 4 k 3 = − − + − − + =



2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

601 . 0 ] 00 . 24 / 413 , 078 , 2 / 36 . 265 , 3 )[ 62 . 70 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ < 0.673, las almas son totalmente efectivas.

MÉTODO LINEAL PARA EL CÁLCULO DEL MOMENTO DE INERCIA

Element o

L y Ly Ly² I1’

10.541 0.133 x 0.554

0.074

2(0.958) =

1.915 0.356 0.682 0.243

2(18.83) =

37.670 10.160 382.727 3,888.506 1,113.46

2(0.958) =

1.915 19.964 38.231 763.244

18.83 20.193 380.315 7,679.701

Σ 70.875 802.029 12,331.694 1,113.460

4 3 1 cm 46 . 113 , 1 2 x 73 . 556 12 / ) 83 . 18 ( ' I = = =

cm 32 . 11 875 . 70 / 029 . 802 y cg = =

Ya que ycg es mayor que el valor propuesto de 10.16 cm, se asume entonces: ycg = 11.32 cm

∴ 2

1 cm / kg 76 . 291 , 3 32 . 11 / 523 . 3 )] 2667 . 0 4763 . 0 ( 32 . 11 [ f = + − =

cm 00 . 9 32 . 11 32 . 20 = − 2

2 cm / kg 74 . 569 , 2 32 . 11 / 523 . 3 )] 2667 . 0 4763 . 0 ( 00 . 9 [ f = + − =

780 . 0 76 . 291 , 3 / 74 . 569 , 2 1 f / 2 f − = − = = Ψ

) 1 ( 2 ) 1 ( 2 4 k 3 Ψ − + Ψ − + =

84 . 18 )) 78 . 0 ( 1 ( 2 )) 78 . 0 ( 1 ( 2 4 k 3 = − − + − − + =

2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

681 . 0 ] 84 . 18 / 413 , 078 , 2 / 76 . 291 , 3 )[ 62 . 70 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, las almas no son totalmente efectivas.



be = ρw λ λ − = ρ / ) / 22 . 0 1 (

994 . 0 681 . 0 / ) 681 . 0 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 72 . 18 ) 83 . 18 )( 994 . 0 ( b = =

Y cm 95 . 4 )] 78 . 0 ( 3 /[ ) 72 . 18 ( ) 3 /( b b e 1 = − − = Ψ − =

Para ψ < -0.236 b2 = be/2 = 18.72/2 = 9.36 cm b1 + b2 = 4.95 + 9.36 = 14.31 cm

La porción actual a compresión de cada elemento alma es 11.32 – (0.4763 + 0.2667) = 10.58 cm

Ya que 14.31 cm > 10.58 cm, las almas son totalmente efectivas; de aquí que,

Ixe = t [ ∑I1’ + ∑Ly² - ∑L (ycg)²] Ixe = 0.2667 [ 1,113.46 + 12,331.69 – 70.85 (11.32)²] = 1,163.63 cm 4

Sxe = Ixe/ycg = 1,163.63/11.32 = 102.79 cm³ Mnx = Sxe Fy = 102.79 (3,523) = 362,129.17 kgcm = 3,621.29 kgm

• Cálculo de Resistencias requeridas Pu y Mux

PD = 1,818.18 Kg, PL = 7,272.73 Kg MD = 207.95 Kgm, ML = 831.82 Kg

Pu = 1.20PD + 1.60PL = 1.20(1,818.18) + 1.60(7,273.73) = 13,819.78 kg Mux = 1.20MD + 1.60ML = 1.20(207.95) + 1.60(831.82) = 1,580.45 kg

• Checando la Ecuación de interacción de resistencia φc = 0.85; φb = 0.90 (miembro no arriostrado lateralmente)

0 . 1 M

M M

M P P

ny b

uy

nx b

ux

no c

u ≤ ϕ

+ ϕ

+ ϕ

861 . 0 ) 29 . 621 , 3 )( 90 . 0 (

45 . 580 , 1 ) 35 . 213 , 43 )( 85 . 0 (

78 . 819 , 13 = + < 1.0 OK para resistencia

2) Consideración de estabilidad (al centro del miembro)



0 . 1 M

M C M

M C P P

y ny

y my b

x nx

x mx b

n

c ≤ α

Ω +

α Ω

+ Ω

• Cálculo de la Resistencia Nominal Axial, Pn (basado en el pandeo)

Pandeo Flexionante (Ky = 1.0)

KyL/ry = (1.0)(365.76)/8.15 = 44.90 < 200 OK

Fe = π²E/(KL/r²) = π² (2,078,413)/(44.90)² = 10,193.39 kg/cm² λc = [Fy/Fe] 1/2 = [3,523/10,193.39] 1/2 = 0.588

Ya que λc < 1.5, cm 83 . 18 ) 2667 . 0 4763 . 0 ( 2 32 . 20 w = + − =

W = w/t = 18.83 / 0.2667 = 70.62 < 500 OK 2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

42 . 1 ] 00 . 4 / 413 , 078 , 2 / 56 . 048 , 3 )[ 62 . 70 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, b = ρw ρ = (1-0.22)/λ)/λ

594 . 0 42 . 1 / ) 42 . 1 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 19 . 11 ) 83 . 18 )( 594 . 0 ( b = =

Ae = 4t (u + b) Ae = 4(0.2667) (0.958 + 11.19) = 12.96 cm² Pn = Ae Fn = (12.96) (3,048.56) = 39,509.34 kg

• Cálculo de la Resistencia Nominal Flexionante, Mnx (basado en el pandeo lateral)

Mnx = Sc Mc / Sf

No hay expresión para momento por pandeo lateral crítico elástico de secciones de tipo de caja cerrada presentado en la Especificación AISI 1996, por lo que se usa Ecuación teórica general siguiente:

Mcr = π/L EIyGJ (1+π²ECw / GJL²) 1/2

Ya que las secciones de tipo de caja cerrada no están sujetas al alabeo (Cw = 0), por lo tanto

Me = π/L EIyGJ 1/2



J = 2(ab)² / [(a/t) + (b/t)]

a = distancia entre líneas centrales de almas b = distancia entre líneas centrales de patines

J = 2[(20.066x20.066)² / [(20.066/0.2667) + (20.066/0.2667)] = 2,156.08 cm 4

Me = π/365.76 (2,078,413)(1,406.86)(796,138)(2,156.08) 1/2 = 19,242,994.59 kgcm = 192,429.95 kgm

My = Sf Fy = 138.31 (3,523) = 487,254.93 kgcm = 4,872.55 kgm 2.78 My = 2.78(4,872.55) = 13,545.69 kgm

Ya que Me > 2.78 My

Mc = My = 4,872.55 kgm y la sección no está sujeta a pandeo lateral Mnx = Sxe Mc / Sf = 102.79(4,872.55) / 138.31 = 3,621.29 kgm

• Cálculo del término, αx (Cmx = 1.0)

Ey

u y P

P 1− = α

)² L K ( EI ²

P x x

x Ex

π =

kg 43 . 741 , 215 )² 76 . 356 (

) 86 . 406 , 1 )( 413 , 078 , 2 ²( P Ex = π

=

936 . 0 34 . 741 , 215 78 . 819 , 13 1 y = − = α

• Checando la ecuación de interacción de estabilidad

0 . 1 M M C

M M C

P P

y ny b

uy my

x nx b

ux mx

n c

u ≤ α ϕ

+ α ϕ

+ ϕ

930 . 0 ) 936 . 0 )( 90 . 621 , 3 )( 90 . 0 (

45 . 580 , 1 ) 34 . 509 , 39 )( 85 . 0 (

78 . 819 , 13 = +

< 1.0 OK para estabilidad

EJEMPLO 5.6 CARGA AXIAL Y FLEXIÓN COMBINADOS



Dada la sección en C del poste de atraque (rack) mostrado a continuación, Y teniendo las siguientes propiedades:

L = 152.40 cm Fy = 3, 523.00 Kg/cm² E = 2,078,413 Kg/cm² G = 796,138 Kg/cm²


Ag = 3.88 cm², Cw = 279.78 cm 6 J = 0.047034 cm 4 , Iy = 14.53 cm 4 , Sy = 4.67 cm³ ry = 1.93 cm rx = 3.30 cm ro = 5.97 cm xo = 4.57 cm j = 5.79 cm r = R + t/2 = 0.4763 cm u = 1.57r = 0.75

Determine:

La resistencia a compresión axial, P, aplicada a 5 cm, a la derecha del largo del eje X, (basado en ASD) de aquí que, My = 2P y Mx = 0.

El miembro es lateralmente soportado en los extremos solamente.

1) Checando Pandeo Local, cuando f = Fy

El pandeo local es usualmente calculado en el esfuerzo al pandeo bajo el esfuerzo de fluencia. Por lo tanto, si se parte de que la sección es totalmente efectiva y f = Fy, entonces no mas lejos, los cálculos serán requeridos y f < Fy.

Empezando con f = Fy = 50 ksi

• PATÍN (elemento a compresión atiesado)

w = 5.08 – 2(0.381 + 0.1905) = 3.94 cm W = w/t = 3.94 / 0.1905 = 20.67 < 60 OK S = 1.28[E/f] 1/2 = 1.28[2,078,413 / 3,523] 1/2 = 31.09 S/3 = 31.09 / 3 = 10.36

Ya que S/3 < W < S, se usa el Caso II (n = 1/2)



d = 1.78 – (0.381 + 0.1905) = 1.21 cm

d/t = 1.21/0.1905 = 6.35 < 14 ∴ OK Is = td³/12 = 0.1905 (1.21)³ / 12 = 0.028 cm 4

Ia = 399 t 4 [W/S – (0.43/4) 1/2 ]³ Ia = 399 (0.1905) 4 [(20.67/31.09) – (0.43/4) 1/2 ]³ = 0.020 cm 4

C2 = Is / Ia = 0.028 / 0.020 = 1.40 > 1.0 ∴ C2 = 1.0

D/w = 1.78 / 3.94 = 0.4518 < 0.8 ∴ OK Ka = 5.25 – 5 (D/w) < 4.0 Ka = 5.25 – 5(0.4518) = 2.99 k = C2

n (ka – ku) + ku

k = (1.0) 1/2 (2.99 – 0.43) + 0.43 = 2.99

2 / 1] k / E / f )[ W ( 052 . 1 = λ

518 . 0 ] 99 . 2 / 413 , 078 , 2 / 523 , 3 )[ 67 . 20 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ < 0.673, el patín a compresión es totalmente efectivo.


w = 1.78 - (0.381+.1905) = 1.2085 cm W = w/t = 1.2085 / 0.1905 = 6.34 < 60 OK λ = 1.052(W)[f/E/k] 1/2

518 . 0 ] 43 . 0 / 413 , 078 , 2 / 523 , 3 )[ 34 . 6 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ < 0.673, el atiesador de borde a compresión es totalmente efectivo. ds’ = d = 1.2065 cm ds = C2 ds’ = 1.0(1.2065) = 1.2065 cm


w = 8.26 - 2(0.381+.1905) = 7.117 cm W = w/t = 7.117 / 0.1905 = 37.36 < 500 OK

i) Bajo esfuerzo uniforme

809 . 0 ] 0 . 4 / 413 , 078 , 2 / 523 , 3 )[ 36 . 37 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ > 0.673, el pandeo local del alma bajo esfuerzo uniforme es posible

ii) Bajo esfuerzo gradiente (f = 3,523 kg/cm², conservadoramente)



Ψ = - 1.0; k = 24.0 λ = 1.052(37.36)[3,523/2,078,413/24.0] 1/2 = 0.330

Ya que λ < 0.673, el pandeo no local del alma con esfuerzo a flexión

∴ Sólo el alma bajo esfuerzo uniforme necesita ser revisada.

2) Consideración de estabilidad (al centro del miembro)

0 . 1 M

M C M

M C P P

y ny

y my b

x nx

x mx b

n

c ≤ α

Ω +

α Ω

+ Ω Mx = 0 y My = 2P

• Cálculo de la Resistencia Nominal Axial, Pn (basado en el pandeo)

a ) Pandeo Flexionante (Ky = 1.0)

KyL/ry = (1.0)(152.40)/1.93 = 78.96 < 200 OK

Fe = π²E/(KL/r²) = π² (2,078,413)/(78.96)² = 3,290.18 kg/cm²

b ) Pandeo torsional (Kt = 1.0) )²] L K /( EC ² GJ ²)[ Ar /( 1 F t t w o t e π + = σ =

)²] 40 . 152 /( ) 78 . 279 )( 413 , 078 , 2 ²( ) 047034 . 0 )( 138 , 796 )²)[( 97 . 5 )( 88 . 3 /(( 1 F t e π + = σ =

² cm / kg 68 . 057 , 2 F e =




414 . 0 )² 97 . 5 / 57 . 4 ( 1 )² r / x ( 1 o o = − = − = β


)] 68 . 057 , 2 )( 91 . 618 , 9 )( 414 . 0 ( 4 )² 68 . 057 , 2 91 . 618 , 9 [( ) 68 . 057 , 2 91 . 618 , 9 ))( 414 . 0 ( 2 /( 1 F 2 / 1 e − + − + =

² cm / kg 41 . 811 , 1 F e = , y controla el pandeo flexionante.

λc = [Fy/Fe] 1/2 = [3,523/1,811.41] 1/2 = 1.39

Ya que λc < 1.5, Fn = (0.658 λ c²) Fy =[(0.658) (1.39x1.39) ]3,523 = 1,560.92kg/cm²



• Checando Pandeo Local en alma, cuando f = 1,560.92 kg/cm²

w = 8.26 - 2(0.381+.1905) = 7.117 cm W = w/t = 7.117 / 0.1905 = 37.36 < 500 OK λ = 1.052(W)[f/E/k] 1/2

539 . 0 ] 00 . 4 / 413 , 078 , 2 / 92 . 560 , 1 )[ 36 . 37 ( 052 . 1 2 / 1 = = λ

Ya que λ < 0.673, el atiesador de borde a compresión es totalmente efectivo. Ae = Ag = 3.88cm² Pn = Ae Fn = 3.88(1,560.92) = 6,056.37 kg

• Cálculo de la Resistencia Nominal Flexionante, Mny

Mny = Sc Mc / Sf

La sección es totalmente efectiva porque el alma está en tensión y Sc = Sf.

Para flexión alrededor del eje centroidal perpendicular al eje de simetría para secciones simplemente simétricas, Me puede ser calculada al usar la siguiente expresión:

TF ex t 2

o 2

s ex s e C / ) / ( r j C j A C M

σ σ + + σ =

Donde: Cs = (-1) porque la flexión causa tensión en el centro de corte al lado del centroide. CTF = 0.6 + 0.4 (M1/M2) = 1.0 porque M1 = M2


)²] L K /( EC ² GJ ²)[ Ar /( 1 t t w o t π + = σ (Kt = 1.0 y KtLt = 152.40) )²] 40 . 152 /( ) 78 . 279 )( 413 , 078 , 2 ²( ) 047034 . 0 )( 138 , 796 )²)[( 97 . 5 )( 88 . 3 /(( 1 t π + = σ

² cm / kg 68 . 057 , 2 t = σ

Me = (-1)(3.88)(9,618.91) [5.79 + (-1)[(5.79)² + (5.97)²(2,057.68)/9,618.91] 1/2 /1.0 Me = 23,314.76 kgcm

My = SfFy = 4.67(3,523) = 16,452.41 kgcm 0.56 My = 9,213.35 kgcm 2.78 My = 45,737.70 kgcm

Ya que 0.56 My < 2.78 My



− =

e

y y c M 36

M 10 1 M

9 10 M

Mc = 10(16,452.41)/9[1 – 10(16,452.41)/ 36(23,314.76)] = 14,696.97 kgcm Mny = 4.67(14,696.97)/4.67 = 14,696.97 kgcm

• Cálculo del término, αy (Cmy = 1.0)

Ey

c y P

P 1

Ω − = α

)² L K ( EI ²

P y y

y Ey

π =

kg 03 . 833 , 12 )² 40 . 152 (

) 53 . 14 )( 413 , 078 , 2 ²( P Ex = π

=

03 . 833 , 12 P

1 c y

Ω − = α

• Usando interacción de ecuación de estabilidad

0 . 1 M

M C M

M C P P

y ny

y my b

x nx

x mx b

n

c ≤ α

Ω +

α Ω

+ Ω

Usando los siguientes factores: Ωc = 1.80 Ωb = 1.67

0 . 1 7 . 12

) P 2 ( 67 . 1 37 . 056 , 6

P 8 . 1

y =

α + (αy = 1 – 1.80P/28.2)

Resolviendo lo anterior, P = 1,027.27 kg

3) Consideración de resistencia

0 . 1 M M

M M

P P

ny

y b

nx

x b

no

c ≤ Ω

+ Ω

+ Ω Mx = 0 y My = 2P

• Cálculo de la Resistencia Nominal Axial, Pno (basado en Fn = Fy = f)

De lo anterior, ya que λ = 0.809, b = ρw



ρ = (1-0.22)/λ)/λ 900 . 0 809 . 0 / ) 809 . 0 / 22 . 0 1 ( = − = ρ

cm 40 . 6 ) 11 . 7 )( 900 . 0 ( b = =

Ae = (0.1905) [4(0.75 + 2(1.21+3.94) + 6.40] = 3.75cm² Pn = Ae Fn = (3.75) (3,523) = 13,211.25 kg

• Cálculo de la Resistencia Nominal Flexionante, Mny (basado en el inicio del límite de fluencia)

Mny = Sye Fy = 4.67(3,523) = 16,452.41 kgcm

Nota: Sye es totalmente efectivo ya que el alma está a tensión.

Usando la ecuación de resistencia…

0 . 1 41 . 452 , 16 ) P 2 ( 67 . 1

25 . 211 , 13 P 8 . 1

= +

Resolviendo P, tenemos lo siguiente: P = 1,536.33 kg

La respuesta es P = 1,027.27 kg, esto está controlada por estabilidad.

CAPITULO 6. MIEMBROS DE ARRIOSTRAMIENTO


6.1.- DEFINICIÓN DE ARRIOSTRAMIENTO



Comúnmente se define al arriostramiento, como un dispositivo para evitar la deformación y el derrumbamiento de las armaduras de vigas, por medio de riostras, tornapuntas o bridas ensambladas.

Figura 6.1. Reforzamiento con soleras laterales

El arriostramiento puede consistir en reforzar el fijado al patín de un muro puntal, atracando o entrelazando un piso o sistema de muros.

Figura 6.2. Atraque de postes y vigas o viguetas



Figura 6.3. Entrelazado de postes y vigas o viguetas

Otras formas de arriostramiento pueden ser un panel de techo fijado al patín de compresión de una vigueta, un larguero de armadura dentro de una columna de un extremo de muro con perfil en C.

6.2.- TIPOS DE ARRIOSTRAMIENTO

Es importante aclarar, que cuando nos referimos a un miembro estamos hablando de una viga o columna, y cuando se habla de un sistema, se trata de un muro o techo. La Especificación AISI-96 provee lineamientos de diseño para ambos miembros y sistemas de arriostramiento. Ambos serán revisados.



Figura 6.4. Tipos de Arriostramiento

Cuando se diseña un sistema arriostrado, la solución de la fuerza de la riostra debe ser registrada. Las riostras discretas no servirán, si no son apropiadamente soportadas, o ancladas.

6.3.- REQUERIMIENTOS DE DISEÑO

Los arriostramientos se diseñarán para restringir la flexión lateral o giro de vigas o columnas cargadas (rotación o torsión), y para evitar los desgarramientos locales en los puntos de unión.



Figura 6.5. Secciones C y Z en arriostramiento

La sección en C, tiene la propensión al giro porque generalmente la carga aplicada no actúa a través del plano que contiene el centro de cortante. La sección en Z, debido a que no es doblemente simétrica, esta sujeta a flexión no simétrica. De esta manera, tenderá a trasladarse como resultado del flujo de corte horizontal.

Las disposiciones de arriostramiento, dadas en las Especificaciones AISI-96, sólo se aplican para la restricción del giro en secciones C y Z que se empleen como vigas, cargadas en el plano del alma cuando: el patín superior esté conectado al piso o al material del recubrimiento, de tal forma que efectivamente se restringe la deflexión lateral del patín conectado, o cuando ninguno de los dos patines están de esta manera conectados. Cuando ambos patines están conectados, no se requiere un arriostramiento lateral.

SECCIONES SIMÉTRICAS

Cuando se diseña una riostra para una sección transversal simétrica, se deben tomar en cuenta las consideraciones de diseño ya mencionadas: Resistencia y Rigidez. Lo mismo sucede para sistemas de arriostramiento. Muchas investigaciones han sido completadas en el propio diseño de arriostramiento para secciones simétricas.

SECCIONES EN CANAL Y EN Z

Consideraciones de diseño:

Para riostras discretas de secciones en C y en Z, la especificación estipula magnitudes apropiadas de fuerza en la riostra para diseño. Ambas cargas uniforme y concentradas son registradas. Así como se representa, la fuerza de la riostra PL, es la fuerza externa requerida para estabilizar las fuerzas de la sección transversal interna. Cada arriostramiento intermedio, en el patín superior e inferior, se diseñará para resistir una fuerza lateral requerida, PL, que se determina como a continuación:

a) Para cargas uniformes, PL = 1.5 K’, multiplicado por la carga de diseño de una distancia 0.5 a cada lado del arriostramiento (carga nominal para ASD y factorizada para LRFD). Esto es:

W ' K 5 . 1 P L =

b) Para cargas concentrada, PL = 1.0 K’, multiplicado por cada carga concentrada de diseño de una distancia 0.3a a cada lado del arriostramiento, más 1.4K’ (1- x/a) multiplicado por cada carga concentrada de diseño localizada más allá de 0.3a pero no más de 1.0a a partir del arriostramiento (carga nominal para ASD y factorizada para LRFD). Esto es:

)a x 1 ( P ' K 4 . 1 P ' K 0 . 1 P L − + =




Para secciones C y secciones Z: x = Distancia a partir de la carga concentrada al arriostramiento a = Distancia entre las líneas centroidales de los arriostramientos

Para secciones C: K’ = m/d m = Distancia a partir del centro de cortantes al plano medio del alma d = Peralte del canal

Figura 6.6. Sección en canal C

Asumiendo la carga, esta es aplicada en el plano del alma, K’ puede ser derivada de la restricción de giro de la sección en C.

Para secciones Z: K’ = Ixy/Ix

Ixy = Momento de inercia de la sección total con respecto a los ejes centroidales paralelo y perpendicular al alma Ix = Momento de inercia de la sección total con respecto al eje centroidal perpendicular al alma



Figura 6.7. Sección en Z

Para una carga aplicada en el plano del alma de la sección en Z, K’ es dado por el radio del producto de inercia, Ixy, al mayor eje del momento de Inercia, Ix.

6.4.- SISTEMAS DE ARRIOSTRAMIENTO

La consecuencia fundamental con respecto a los sistemas de arriostramiento es la magnitud de la fuerza de la riostra, requerida para estabilizar el sistema.

CONDICIONES DE DISEÑO

El diseño de la fuerza de la riostra para el sistema de techo típico esta en función de:

• Carga por gravedad • Largueros en C o en Z • Patín superior fijado al techo • Claros simples o continuos

Para secciones C y secciones Z que se diseñen para un piso o recubrimiento sujeto directamente a los patines superiores, de tal forma que se demuestre que efectivamente impiden el movimiento relativo entre el piso o recubrimiento y el patín del larguero, se formulan disposiciones para restringir a los patines con el propósito de que el desplazamiento máximo lateral del patín superior con respecto a los puntos de reacción del larguero no exceda la longitud del claro dividida entre 360.

Para esto, una extensiva y esforzada investigación multi-años fue completada en la Universidad de Oklahoma (OU) bajo el patrocinio de AISI y MBMA. El equipo de investigación de la Universidad de Oklahoma, desarrolla ecuaciones empíricas para estimar la fuerza de la riostra requerida que debe ser resuelta en sistemas de techo de largueros en C o Z, mismas que serán dadas posteriormente a conocer.



Los arriostramientos anclados necesitan estar conectados a sólo una línea de largueros en cada crujía de la techumbre inclinada si la disposición esta formulada para transmitir fuerzas a partir de otras líneas de largueros a través de la techumbre y de su sistema de sujeción. Los arriostramientos anclados estarán tan cercanos como sea posible al patín el cual está conectado al piso o recubrimiento.

Para arreglo de arriostramientos no cubiertos, se deben hacer pruebas de acuerdo a las Especificaciones AISI-96, y en el como en el caso del diseño de por la aplicación de atornillado del sistema de techo, no posicionada a la costura del sistema de techo, las especificaciones son restringidas.

Figura 6.8. Sistema de Arriostramiento

Si una sección es Z sencilla, desarrolla una fuerza traslacional Fi, estas fuerzas son aditivas para el sistema de techo.

6.5.- ECUACIONES TÍPICAS DE DISEÑO

Secciones en C Para sistemas de techo que empleen secciones canal para largueros con todos los patines en compresión orientados en la misma dirección, un sistema de restricción es capaz de resistir 0.05W, en adición a otra carga, donde W es la carga de diseño (carga nominal para ASD y carga factorizada para LRFD), soportada por las líneas de largueros que son restringidas. Cuando más de un arriostramiento se emplee en la línea de un larguero, la fuerza de restricción 0.05W se dividirá igualmente entre todos los arriostramientos.

Secciones en Z Para sistemas de techumbre que tienen de cuatro a veinte líneas de polines en Z, con todos los patines superiores de frente la dirección de la pendiente del techo hacia arriba, y con arriostramientos



restringiendo al polín en sus soportes, cada arriostramiento deberá ser diseñado para resistir una fuerza determinada como a continuación:

(1) Sistema de un claro simple con Restricciones en los Soportes:

W sen t d n

b 220 . 0 5 . 0 P 60 . 0 90 . 0 72 . 0

p

50 . 1 L

θ − =

(2) Sistema de un claro simple con Restricciones a cada tercio:

W sen t d n

b 474 . 0 5 . 0 P 33 . 0 89 . 0 57 . 0

p

22 . 1 L

θ − =

(3) Sistema de un claro simple con Restricción a la mitad del claro:

W sen t d n

b 224 . 0 P 50 . 0 83 . 0 65 . 0

p

32 . 1 L

θ − =

(4) Sistemas de claros múltiples con Restricciones en los Soportes:

W sen t d n

L b 053 . 0 C P 94 . 0 07 . 1 95 . 0

p

13 . 0 88 . 1 tr L

θ − =

Donde:

Ctr = 0.63 para arriostramientos en los soportes extremos de sistemas de claros múltiples Ctr = 0.87 para arriostramientos en los primeros soportes interiores Ctr = 0.81 para todos los demás arriostramientos

(5) Sistemas de claros múltiples con Restricciones a cada tercio:

W sen t d n

L b 181 . 0 C ' P 29 . 0 11 . 1 54 . 0

p

25 . 0 15 . 1 th L

θ − =

Donde:

Cth = 0.57 para arriostramientos externos en claros exteriores Cth = 0.48 para todos los demás arriostramientos



(6) Sistemas de claros múltiples con Restricciones a la mitad del claro:

W sen dt n

L b 116 . 0 C P 50 . 0 70 . 0

p

18 . 0 32 . 1 ms L

θ − =

Donde:

Cms = 1.05 para arriostramientos en claros exteriores Cms = 0.90 para todos los demás arriostramientos

De las ecuaciones anteriores, tenemos que:

b = Ancho del patín d = Peralte de la sección t = Espesor L = Longitud del claro θ = Angulo entre la vertical y el plano del alma de la sección Z np = Numero de líneas paralelas de largueros W = Carga total soportada por las líneas de largueros entre soportes adyacentes

La fuerza PL, es positiva cuando se requiere una restricción para impedir el movimiento de los patines de los largueros en la dirección de la pendiente ascendente del techo.

Para sistemas que tienen menos de cuatro líneas de largueros, la fuerza de arriostramiento se puede determinar tomando 1.1 veces la fuerza encontrada con las ecuaciones (1) y (6), con np = 4.

Para sistemas que tienen más de veinte líneas de largueros, la fuerza de arriostramiento se puede determinar a partir de las ecuaciones (1) a la (6), con np = 20 y W basado en el número total de polines.

6.6.- MIEMBROS DE ARRIOSTRAMIENTO

La resistencia flexionante de un miembro esta en función de: • Largueros y/o viguetas en C o en Z • Sistemas de techos y muros • Subpresión del viento o carga de succión • Patín superior conectado al entablado o laminado • Claro simple o continuo • Carga por gravedad • Patín superior soportando la junta de plegado saliente en el panel de techo



La habilidad de una junta de plegado saliente en el panel de techo debe ser determinada por una prueba. Para sistemas estructurales no cubiertos, se elaboran ensayes que van de acuerdo a las especificaciones AISI-96. ± Cuando se sujeta a la subpresión del viento, un tornillo fijado al panel de techo puede prever algún

grado de fuerza y estabilidad. ± Cuantificar la influencia del arriostramiento del patín a tensión, debería ser muy riguroso. ± La especificación reconoce la contribución del arriostramiento del patín a tensión por los factores de

reducción en el momento de fluencia. ± Porque los factores de reducción son empíricamente encontrados, su aplicación es restringida al

ámbito de los programas de pruebas dentro de la especificación.

Figura 6.9. Miembros de arrisostramiento sujetos a subpresión

Cuando se esta sujeto a una carga a subpresión del viento el patín a compresión inferior no arriostrado, gira como una viga en cantilever. Los parámetros principales de diseño son las dimensiones de la sección transversal y la restricción de giro provista por la fijación al panel de la sección en C o Z.

Resistencia flexionante de un miembro

Según las especificaciones AISI-96, lo siguiente no se aplica a vigas continuas para la región entre dos puntos de inflexión adyacentes a un soporte, o vigas en voladizo.



La resistencia nominal a la flexión, Mn, de una sección C o en Z, cargado en un plano paralelo al alma, con el patín a tensión unido a un piso o recubrimiento y con el patín a compresión lateralmente sin arriostrar, se calcula como se indica a continuación:

y e n F RS M =

Ωb = 1.67 (ASD) Ωb = 0.95 (LRFD)

Donde: R = 0.40 para claros simples de secciones C R = 0.50 para claros simples de secciones Z R = 0.60 para claros continuos de secciones C R = 0.70 para claros continuos de secciones Z Fy = Esfuerzo de fluencia de diseño Se = Módulo de sección elástico de la sección efectiva que se calcula con la fibra extrema a compresión o a tensión para Fy

El factor de reducción R, se limitará al techo y a los sistemas de muros que cumplan con las siguientes condiciones:

(1) Peralte del miembro menor a 29.20 cm (11.50 pulgadas) (2) Los patines son elementos a compresión atiesados en el borde (3) < peralte / espesor < 170 (4) < ancho peralte / espesor < 4.5 (5) < ancho plano / espesor del patín < 43 (6) Para sistemas de claros continuos, la longitud de traslape para cada soporte interior de cada

dirección (distancia a partir del centro del soporte al extremo del traslape) no será menor de 1.5d (7) Longitud del claro de un miembro no mayor a 10 metros (33 pies) (8) Para sistemas de claros continuos, el claro del miembro más largo no será más grande en un

20% que el claro más corto (9) Ambos patines están impedidos de un movimiento lateral en los soportes (10) La techumbre o muros paneles serán de láminas de acero recubiertas, con espesor mínimo de

recubrimiento de 0.48 mm (019 de pulgada), teniendo un peralte mínimo de costilla de una pulgada, con separación máxima de 30.5 cm (12 pulgadas) en los centro s y unido s de manera que impidan efectivamente el movimiento relativo entre el panel y el patín del larguero.

(11) El aislamiento será una cubierta de fibra de vidrio de 0 a 15.20 cm (0-6 pulgadas) de espesor comprimida entre el miembro y el panel de una forma consistente empleando el sujetador

(12) Sujetador tipo: tornillo mínimo No. 12 de autopenetración o autoroscables para lámina de metal o remaches de 1/16” rondanas de ½” de diámetro

(13) Los sujetadores no serán tornillos de cabeza embutida



(14) Los sujetadores estarán espaciados a no más de 30.5 cm (12 pulgadas) sobre centros y localizados cerca del centro de un patín e un viga

Si las variables no entran en los límites establecidos, entonces se tendrá que recurrir a realizar pruebas, indicadas por AISI-96, o bien, aplicar algún otro procedimiento de análisis racional.

Resistencia axial de un miembro

La resistencia axial de un miembro esta en función de: • Secciones en C o en Z • Carga axial concéntrica • Un patín fijado a la cubierta o al entablado. • Fijación con fijadores pasantes

Cuando se sujeta a carga axial, un tornillo fijado al panel de techo puede proveer algún efecto estabilizante para el pandeo del eje poco resistente. La aplicación es restringida al ámbito de un programa de pruebas dentro de la especificación.

Las siguientes disposiciones solo se aplican a secciones C o Z concéntricamente cargadas a lo largo de su eje longitudinal, con únicamente un patín unido continuamente al piso o recubrimiento con sujetadores.

La resistencia axial de diseño de un claro simple o continuo de una sección C o Z se calculará como sigue a continuación:

A ) Para la resistencia nominal en el plano de menor resistencia

Pn = C1C2C3AE / 2,078,413 Ω = 1.80 (ASD) φ = 0.85 (LRFD)

Donde:

C1 = (0.79x + 0.54) C2 = (1.17t + 0.93) cuando t está en pulgadas C2 = (0.0461t + 0.93) cuando t está en milímetros C3 = (2.5b – 1.63d + 22.8) cuando b y d están en pulgadas C3 = (0.0984b – 0.0642d + 22.8) cuando b y d están en milímetros

Para secciones Z : x = Es la distancia al sujetador sobre el borde del alma exterior dividido por el ancho del patín.



Para secciones C : x = Es el ancho del patín menos la distancia del sujetador sobre el borde del alma exterior dividido por el ancho del patín.

t = Espesor de las secciones C o Z b = Ancho del patín de las secciones C o Z d = Peralte de las secciones C o Z A = Área de la sección transversal total sin reducciones de las secciones C o Z E = Módulo de Elasticidad del Acero

Para la resistencia nominal, se limitará al techo y a los sistemas de muros que cumplan con las siguientes condiciones:

(1) t no excederá 3.22 mm (0.125 pulgadas) (2) 15.20 cm (6 pulgadas) < d < 30.5 cm (12 pulgadas) (3) Los patines son elementos a compresión atiesados en el borde (4) < d / t < 170 (5) < d / b < 5 (6) < ancho plano patín/ t < 50 (7) Ambos patines están impedidos de un movimiento lateral en los soportes (8) Las piezas fabricadas de pisos y paredes estarán ligadas con sujetadores espaciados (30.5 cm)

centro a centro a una separación menor. Estos elementos tendrán una rigidez lateral rotacional mínima de 10,300 N/m/m)

(9) Secciones C y Z que tengan un punto mínimo de fluencia de 2,325 kg/cm² (10) La longitud del claro no excederá 10 metros (33 pies)

6.7.- DIAFRAGMAS DE ARRIOSTRAMIENTO



Figura 6.10. Diafragma de Arriostramiento

Los paneles de techos y muros de acero formados en frío, así como las cubiertas de metal son usados en la construcción para transferir la gravedad o carga por viento que actúa perpendicular a la superficie del panel o de la cubierta. Estos mismos elementos, si están adecuadamente interconectados y de suficiente longitud, pueden servir como miembros transmisores de corte, comúnmente llamados diafragmas.

La fuerza de corte en cuestión es generada por fuerzas de viento o sismo horizontal.

En el comportamiento complejo de los sistemas de diafragmas, la resistencia nominal es experimentalmente determinada. La especificación permite que el diseño de diafragmas sea también basado en la resistencia nominal calculada o probada.

Para información detallada con respecto al diseño de diafragmas, se recomienda ver el “Manual de Diseño de Diafragmas del Instituto de cubiertas de Acero, Segunda edición.

Para la construcción de diafragmas de Acero para Muros, Techos y Pisos, se tienen las siguientes consideraciones:

→ Consideración de resistencia Ω ≤ / S P n u

Donde:

Pu = Resistencia requerida Sn = Resistencia nominal (calculada o probada) Ω = Factor de seguridad

→ Tipo de conector • Tornillo



• Soldadura • Perno o rondana de presión

→ Tipo de carga • Gravedad • Viento • Sísmico

El valor Ω reconoce el tipo de conector, y el origen de la carga. Veamos la siguiente tabla:

MÉTOD O ASD

Ωd

MÉTOD O LRFD

φd CONDICIÓN DEL DIAFRAGMA

2.65 0.60 Para diafragmas en los cuales el modo de falla es de otro modo que el pandeo.

3.00 0.50 Para diafragmas soldados a la estructura sujetos a cargas sísmicas, o sujetos a combinaciones de cargas las cuales incluyan cargas por sismo.

2.35 0.55 Para diafragmas soldados a la estructura sujetos a cargas de viento, o sujetos a combinaciones de cargas las cuales incluyan cargas por viento.

2.50 0.60 Para diafragmas conectados mecánicamente a la estructura sujetos a cargas sísmicas, o sujetos a combinaciones de cargas las cuales incluyan las cargas de sismo.

2.00 0.65 Para diafragmas conectados mecánicamente a la estructura sujetos a cargas de viento, o sujetos a combinaciones de cargas las cuales incluyan las cargas de por viento.

2.45 0.65 Para diafragmas conectados a la estructura ya sea por sujeción mecánica o por soldadura sujetos a combinaciones de carga que no incluyan cargas de sismo o viento.

Tabla 6.1. Factores de Seguridad y Factores de Resistencia para Diafragmas

La resistencia nominal al cortante en el plano, Sn, deberá ser establecida por cálculos o pruebas. Los procedimientos reconocidos de pruebas de diafragmas están dados por el Instituto de Pisos de Acero y ASTM.

CAPITULO 7. CONEXIONES Y UNIONES


7.1.- IMPORTANCIA DE LAS CONEXIONES



Las conexiones de los miembros estructurales de acero son de suma importancia, ya que una inadecuada conexión, puede causar desde una pequeña a una peligrosa y consecuente falla, debido a su mal diseño, es por eso por lo que los ingenieros estructuristas deben conllevar las siguientes consideraciones.

Las conexiones se diseñarán para transmitir las máximas fuerzas de diseño actuando en los miembros conectados.

Figura 7.1. Soldadura



Figura 7.2. Tornillos

7.2.- CONEXIONES Y UNIONES

El criterio de diseño ASD y LRFD, de la especificación AISI-96 gobierna en el diseño de conexiones soldadas para miembros de acero en frío usando espesores de la parte conectada < 4.57 mm (0.18 pulgadas); y en el caso de conexión con tonillos, el espesor de la placa o parte conectada será < 4.76 mm (3/16 pulgada).

7.3.- EJEMPLOS DE ENSAMBLAJES (PARTES CONECTADAS)

• MUROS

Figura 7.3. Muros ensamblados (Claro simple y continuo)



Figura 7.4. Muros ensamblados (Pared lateral)

Figura 7.5. Muros ensamblados (Poste sencillo)

La estructura de la pared lateral puede ser fácilmente completada usando miembros de acero formado en frío. Los detalles representan largueros de sección en Z; por lo tanto, las secciones en C son también frecuentemente usadas. Las conexiones son más comúnmente completadas usando pernos o tornillos, sin embargo, la soldadura puede ser también usada.

• POLINES

Figura 7.6. Polines ensamblados



Los polines son también comúnmente secciones en C o en Z, formadas en frío. La economía es lograda por la mezcla de miembros de acero formado en frío y rolado en caliente, o vigas de techo fabricadas de placa. Aunque los medios más comunes de fijación son por pernos o tornillos, la soldadura es a veces usada.

Figura 7.7. Polines ensamblados

En las construcciones más pequeñas, los miembros de acero formado en frío son usados tanto para miembros armados como para viguetas de techo. De nuevo, cualquiera de los dos, tornillos o soldaduras pueden ser usados como conectores. Las secciones en Z de acero formado en frío, ofrecen una oportunidad de desarrollar vigas, largueros y viguetas de claros continuos, al conectar uno en el interior del otro. Sin embargo, debido a la geometría de la sección transversal, que los miembros de acero formado en frío ofrecen, a veces es necesario para el diseño basarse en resistencia con base en pruebas, en lugar de ser calculada, como se vio en al capítulo anterior.

7.4.- ESTRUCTURACIÓN TÍPICA RESIDENCIAL



Figura 7.8. Detalle típico de alma atiesada

Figura 7.9. Detalle típico de travesaños en estructuración residencial

7.5.- TIPOS DE CONECTORES

Los tipos de conectores usados en las estructuras de acero formado en frío, son los siguientes:

• Soldaduras • Pernos • Tornillos • Remaches • Dispositivos especiales

Sin embargo, en las especificaciones AISI-96, sólo se mencionan las provisiones para el diseño de soldadura, pernos y conexiones atornilladas. Los remaches y dispositivos especiales, son conexiones apropiada y mecánicamente agrietadas y punzonadas, y su transformación estructural puede ser probada, así como estipulada en las pruebas designadas por la especificación AISI-96, en el capítulo anterior.



7.6.- CONEXIONES SOLDADAS

Este capítulo, de acuerdo a las Especificaciones AISI-96, refiere a las conexiones soldadas para miembros estructurales de acero formado en frío en los cuales el espesor de la parte conectada más delgada es de 4.57mm (0.18 pulgadas) o menos; en los casos de conexiones cuyo espesor de la parte conectada más delgada sea mayor a 4.57mm (0.18 pulgadas), sólo cuando lo refieran las especificaciones AISC en Diseño de Valores Admisibles y Diseño de Factor de Carga y Resistencia.

Los principales tipos de soldadura, cuyo diseño es designado en la especificación AISI-96, son: • Soldaduras de arco • Soldaduras de resistencia

Las ecuaciones de resistencia para soldaduras de arco, adoptadas por la especificación son consistentes de acuerdo al criterio de AWS D1.3.

AWS D1.3 es además la autoridad reconocida sobre colocación y calificación de soldadura. AWS C1.1 es la referencia reconocida para colocación de resistencia de soldaduras.

Las disposiciones anteriores están proyectadas para cubrir las posiciones de soldadura mostradas en la siguiente tabla:

POSICIÓNDE SOLDADURA

CONEXIÓN

Soldadura de Ranura

Abocinada y Rectangular

Soldadura de Arco en Puntos

Soldadura de Arco en Costura

Filete en Traslape o T

Soldadura de Ranura de

Bisel Abocinado

Soldadura de Ranura de

Bisel Abocinado en

V Lámina F - F F F F

con H - H H H H Lámina V - - V V V

OH - - OH OH OH Lámina - F F F F -

A - - - H H - Miembro - - - V V -

de Soporte - - - OH OH -

Tabla 7.1. Posiciones de Soldadura Cubiertas

Donde:

F = Plana H = Horizontal V = Vertical OH= Sobrecabeza



7.7.- SOLDADURA DE ARCO

Se pueden distinguir cinco tipos de soldadura de arco, las cuales son reconocidas por la especificación de acero formado en frío, AISI-96.

• Soldadura en ranura • Soldadura de arco por puntos • Soldadura de arco de costura • Soldadura de filete • Soldadura de ranura en campana

La Soldadura de ranura es comúnmente usada para previos empalmes de solera y lamina, para el formado laminado. La soldadura por puntos y la soldadura de arco de costura son comúnmente usadas para la fijación de cubiertas de metal a miembros de soporte, y para la interconexión de la cubierta a lo largo de sus bordes longitudinales.

La soldadura de bisel es generalmente una soldadura con el objetivo de fijar dos elementos, por ejemplo, fijación de un sopote de larguero fijador a una columna.

7.8.- DISEÑO PARA CONEXIONES SOLDADAS

Se pueden distinguir cinco tipos de soldadura de arco, que son reconocidas por la especificación de acero.

Diseño general: El diseño general de conexiones soldadas es similar al diseño de miembros estructurales; y todas las ecuaciones de diseño para resistencias nominales son iguales para ASD y LRFD.

u n P P ≥ ϕ

P / P n ≥ Ω

Donde:

φ = Factor de Resistencia para conexiones Pn = Resistencia Nominal para conexiones Pu = Resistencia requerida para cargas factorizadas φ Pn = Resistencia de diseño para conexiones Ω = Factor de seguridad para conexiones P = Carga de Servicio



Las ecuaciones de diseño son modelos matemáticos para un estado límite, y por lo tanto dan una indicación de los parámetros claves influyendo el estado límite.

A. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURAS DE RANURA EN JUNTAS A TOPE

La resistencia nominal, Pn, de una soldadura de ranura en una junta a tope, soldada de uno o ambos lados se determinará como a continuación:

ESTADO LÍMITE

(a) Tensión o compresión normal al área efectiva o paralela al eje de la soldadura

y e n F Lt P = Ω = 2.50 (Método ASD)

φ = 0.90 (Método LRFD)

Figura 7.10. Tensión o compresión

(b) Cortante en el área efectiva, el valor menor de cualquiera de las siguientes ecuaciones:

Resistencia al cortante de la soldadura

xx e n F 6 . 0 Lt P = Ω = 2.50 (Método ASD)

φ = 0.80 (Método LRFD) Resistencia al cortante de la parte conectada

3 / F Lt P y e n = Ω = 2.50 (Método ASD)


Figura 7.11. Resistencia al cortante



Las expresiones anteriores están dadas en la especificación LRFD.

Donde:

Pn = Resistencia nominal de una soldadura de ranura Fxx = Designación del nivel de resistencia en la clasificación de electrodos de AWS Fy = Punto de fluencia mínimo especificado del acero base menor de resistencia L = Longitud de la soldadura te = Dimensión de la garganta efectiva para una soldadura de ranura

El estado límite de una conexión con soldadura de ranura depende sobre la relación entre la dirección de la carga y el eje de la soldadura. Para soldaduras perpendiculares al eje de la soldadura, el estado límite controlado es una lámina desgarrada. Cuando la carga es paralela al eje de la soldadura, la conexión puede ser limitada también por cortadura de la soldadura, o más comúnmente cortadura de la lámina.

B. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURA DE ARCO EN PUNTOS

Las soldaduras de arco en puntos que permiten la Especificación son para soldar láminas de acero a miembros de soporte más gruesos en posición horizontal. Estas soldaduras también son llamadas soldaduras de gota o “soldadura pudelada”, usada para láminas delgadas es similar a soldaduras de tapón usadas para placas mas espesas.

Las soldaduras no se realizarán sobre aceros donde la parte conectada más delgada está por encima de 3.81 mm (0.15 pulgadas) de espesor, ni a través de una combinación de láminas de acero que tengan un espesor total por encima de este espesor. Estas soldaduras se especificarán con un diámetro efectivo mínimo de área fundida, de. El diámetro efectivo mínimo admisible es de 9.53 mm (3/8 pulgada). Se pueden usar rondanas de soldadura, cuando el espesor de la lámina es menor a 0.711 mm (0.028 pulgada). Estas rondanas tendrán un espesor de entre 1.27 y 2.03 mm (0.05 y 0.08 pulgadas) con un agujero prepunzonado mínimo de 9.53 mm (3/8 pulgada) de diámetro.

Carga Paralela al Eje del Miembro

Cuando la carga aplicada es paralela al eje de la parte conectada, la conexión soldada por puntos puede ser limitada por:

• Resistencia al cortante de la soldadura • Desgarramiento de la parte conectada • Resistencia al cortante de la parte conectada



Figura 7.12. Carga paralela al eje del miembro

(a) xx e

n F 75 . 0 4 2 pd

P = Ω = 2.50 (Método ASD)


(b) Para ) F / E ( 815 . 0 ) t / d ( u a ≤

Pn = 2.20 tdaFu Ω = 2.50 (Método ASD) φ = 0.60 (Método LRFD)

(c) Para ) F / E ( 397 . 1 ) t / d ( ) F / E ( 815 . 0 u a u < <

u a a

u n F td

t / d F / E

59 . 5 1 280 . 0 P

+ = Ω = 2.50 (Método ASD)


(d) Para ) F / E ( 397 . 1 ) t / d ( u a ≥

Pn = 1.40 tdaFu Ω = 2.50 (Método ASD) φ = 0.50 (Método LRFD)

Donde: Pn = Resistencia nominal de una soldadura de arco en punto d = Diámetro visible de la superficie exterior de una soldadura de arco en punto da = Diámetro promedio de la soldadura de arco en punto a medio espesor de t, donde,

= (d – t) para una lámina = (d – 2t) para múltiples láminas (no más de cuatro láminas traslapadas sobre el miembro

de apoyo) de = Diámetro efectivo de área fundida en el plano de transferencia de cortante máximo

= 0.75d – 1.5t pero < 0.55 d t = Espesor total del acero base combinado (exclusivo de recubrimientos) de láminas involucradas en transferir cortante al plano de máximo cortante de transferencia Fxx = Designación del nivel de resistencia en la clasificación de electrodos de AWS Fu = Resistencia en tensión



La distancia medida en la línea de la fuerza a partir de la línea centroidal de una soldadura al borde más próximo de una soldadura adyacente al extremo de la parte conectada hacia el cual se dirige la fuerza, no será menor al valor de emín.

t F P e u

mín Ω

= para ASD t F

P e u

u mín φ

= para LRFD

Cuando Fu/Fsy > 1.08 Ω = 2.00 (Método ASD) φ = 0.70 (Método LRFD)

Cuando Fu/Fsy < 1.08 Ω = 2.22 (Método ASD) φ = 0.60 (Método LRFD)

Donde:

P = Resistencia requerida (fuerza nominal) transmitida por la soldadura (Método ASD) Pu = Resistencia requerida (fuerza nominal) transmitida por la soldadura (Método LRFD) t = Espesor de lámina más delgada Fsy = Punto de Fluencia

Ahora bien, la distancia a partir de la línea centroidal de cualquier soldadura al extremo o frontera del miembro conectado no será menor a 1.5d. la distancia libre entre soldaduras al extremo del miembro nunca será menor que 1.0d.

Carga Perpendicular al Eje del Miembro

Cuando la carga es perpendicular a la parte conectada, tensión en la soldadura, dos estados límites deben ser considerados:

Resistencia de tensión de la soldadura Desgarramiento de la parte conectada



Figura 7.13. Carga perpendicular al eje del miembro

La carga nominal de tensión, Pn, en cada soldadura de arco en punto cargada concéntricamente que conecta una lámina y un miembro de soporte, no excederá el valor menor de cualquiera de las siguientes expresiones:

xx

2 e

n F 4 d P

π =

Para conexiones que tienen láminas múltiples, la resistencia se determinará empleando la suma de los espesores de las láminas como se presentan en las ecuaciones:

Para Fu/E < 0.00187 Pn = [6.59 – 3150 (Fu/E)] tdaFu < tdaFu

Para Fu/E > 0.00187 Pn = 0.70 tdaFu

Ω = 2.50 (Método ASD) φ = 0.60 (Método LRFD)

Se deben aplicar las siguientes limitaciones adicionales: emín > d Fxx > 4,230 kg/cm 2 (60 ksi) (414 MPa) Fu < 5,780 kg/cm 2 (82 ksi) (565 MPa) Fxx > Fu

Para soldaduras de arco en punto cargadas excéntricamente sujetas a una carga de tensión, la carga nominal de tensión se tomará como el 50% del valor anterior.

C. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURA DE ARCO EN COSTURA

Una soldadura de arco de costura es una soldadura de arco por puntos, que se distingue por ser más larga que ancha. Esta es comúnmente usada en lugares donde el diámetro requerido necesariamente de de una soldadura de arco por puntos no puede ser lograda. Este tipo de soldadura, según la Especificación, se aplica únicamente a las siguientes uniones:

~ Lámina a un miembro de soporte más grueso en la posición plana. ~ Lámina a lámina en la posición horizontal o posición plana.

La resistencia nominal al cortante, Pn, de soldadura de arco en costura se determinará utilizando el menor de los valores siguientes:



Estado límite

Dos estados límites potenciales deben ser considerados para diseño, cortadura de la soldadura y desgarramiento de la lámina.

(a) Resistencia al corte de la soldadura xx e

2 e

n F 75 . 0 Ld 4 d

P

+

π =

(b) Resistencia de la parte conectada ) d 96 . 0 L 25 . 0 ( tF 5 . 2 P a u n + =


Donde:

Pn = Resistencia nominal al cortante de una soldadura de arco en costura d = Ancho de un arco de soldadura en costura L = Longitud de la soldadura en costura sin incluir los extremos circulares (para propósitos de cálculo, L no excederá 3d) da = Ancho promedio de una soldadura en costura

da = (d – t) para una lámina simple da = (d – 2t) para una lámina doble

de = Ancho efectivo para un arco de soldadura en costura en las superficies fundidas de = 0.7d – 1.52t

Fxx = Designación del nivel de resistencia en la clasificación de electrodos de AWS Fu = Resistencia en tensión

Figura 7.14. Soldadura de arco en costura

D. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURA DE ARCO DE FILETE

La soldadura de filete es frecuentemente usada para uniones traslapadas y uniones T. Las soldaduras de filete que maneja la Especificación AISI-96 se aplican a la soldadura de uniones en cualquier posición, ya sea:

~ Lámina a lámina, o



~ Lámina a un miembro de acero de mayor espesor

El diseño de una soldadura de filete es controlada por la resistencia al corte de la soldadura o desgarramiento de la lámina. La resistencia nominal al cortante, Pn, de una soldadura de filete se determinará de la siguiente manera:

(a) Desgarramiento de la parte conectada

Figura 7.15. Desgarramiento de la parte conectada

1. Carga longitudinal

Para L/t < 25

u n tLF t L 01 . 0 1 P

− = Ω = 2.50 (Método ASD)

φ = 0.60 (Método LRFD) Para L/t > 25

u n tLF 75 . 0 P = Ω = 2.50 (Método ASD)

φ = 0.55 (Método LRFD) 2. Carga transversal

u n tLF P = Ω = 2.50 (Método ASD)


(b) Resistencia al corte de la soldadura Para t > 3.81 mm (0.15 in)

Figura 7.17. Resistencia al corte

La resistencia nominal determinada anteriormente no debe exceder el valor de Pn, calculado a continuación:



Pn = 0.75t wLFxx Ω = 2.50 (Método ASD) φ = 0.60 (Método LRFD)

Donde:

Pn = Resistencia nominal de una soladura de filete L = Longitud de una soldadura de filete w1, w2 = pierna en soldadura (w1 < t1 en juntas de traslape) tw = Garganta efectiva = 0.707 w1 o 0.707 w2, cualquiera que sea el menor. Una mayor garganta

efectiva podrá permitirse si se muestra que si los procedimientos de soldadura son usados consistentemente y se mide un valor de tw en campo.

Figura 7.16. Garganta Efectiva

E. RESISTENCIA DE DISEÑO DE SOLDADURA DE RANURA DE BISEL

Estas Especificaciones son aplicables a soldaduras de uniones en cualquier posición:

~ Lámina a lámina para soldaduras de ranura de bisel abocinadas ~ Lámina a lámina para soldaduras de ranura de bisel en V ~ Lámina a un miembro de acero de mayor espesor para soldaduras de ranura de bisel abocinadas

Una soldadura de de ranura de bisel abocinada puede ser usada para fijar una sección estructural de acero formado en frío, como vigueta o largueros de soporte, o para crear una sección I usando secciones en C espalda con espalda.

La resistencia nominal al cortante, Pn, de una soldadura de ranura de bisel se determina como sigue:

(a) Para soldaduras de ranura de bisel abocinada y carga transversal

Pn = 0.833 t L Fu Ω = 2.50 (Método ASD) φ = 0.55 (Método LRFD)



Figura 7.18. Soldadura de Ranura de Bisel Abocinada

(b) Para soldaduras de ranura de bisel abocinada y carga longitudinal

1) Para t < tw < 2t ó, si la altura de la ceja h, es menor que la longitud de la soldadura L


2) Para tw > 2 t, y la altura de la ceja h, es igual o mayor que la longitud de la soldadura L


Si t > 3.81 mm (0.15 pulgadas), la resistencia nominal determinada anteriormente no excederá el siguiente valor de Pn:

Pn = 0.75 tw L Fxx Ω = 2.50 (Método ASD) φ = 0.55 (Método LRFD)

Figura 7.18. Soldadura de Ranura de Bisel Abocinada

Donde:



Pn = Resistencia límite nominal de soldadura

h = Altura de ceja

L = Longitud de la soldadura

tw = Garganta efectiva de la soldadura de ranura de bisel embutida a la superficie

Para soldadura de ranura de bisel abocinado = 5/16R

Para soldadura de ranura de bisel en V = ½R (3/8 cuando R > 12.7 mm (½pulgada)

tw = Garganta efectiva de la soldadura de ranura de bisel no embutida a la superficie

= 0.707 w1 ó 0.707 w2, cualquiera que sea el menor. Una mayor garganta efectiva podrá permitirse si se muestra que si los procedimientos de soldadura son usados

consistentemente y se mide un valor de tw en campo.

R = Radio de doblez de la superficie exterior

w1, w2 = Pierna en soldadura

Fxx = Designación del nivel de resistencia en la clasificación de electrodos de AWS

Fu = Resistencia en tensión

Figura 7.19. Pierna en Soldadura (Garganta efectiva)

7.9.- SOLDADURAS DE RESISTENCIA

Una soldadura por resistencia es esencialmente soldadura por puntos hecha por un proceso eléctrico de resistencia de soldadura. Las soldaduras por resistencia son mayormente usadas para soldaduras de taller en la fabricación de acero formado en frío.

La resistencia nominal al cortante, Pn, de una soldadura por puntos se determina como a continuación se indica:

Pn = (Tabla 7.2) Ω = 2.50 (Método ASD)




Para el valor de Pn, se muestra la siguiente tabla, donde se muestran los valores de resistencia nominal que lista la Especificación AISI-96, por el rango típico de datos de pruebas disponibles. Los factores quedan de igual manera.

Espesor de la Lámina Exterior

más Delgada

Resistencia Nominal al Cortante por Punto

Espesor de la Lámina Exterior

más Delgada

Resistencia Nominal al Cortante por Punto

mm pulgadas kg kips KN mm pulgadas kg kips KN 0.25 0.010 59 0.13 0.58 2.03 0.080 1514 3.33 14.81 0.51 0.020 218 0.48 2.14 2.29 0.090 1818 4.00 17.19 0.76 0.030 455 1.00 4.45 2.54 0.100 2268 4.99 22.20 1.02 0.040 645 1.42 6.32 2.79 0.110 2759 6.07 27.00 1.27 0.050 750 1.65 7.34 3.17 0.125 3314 7.29 32.43 1.52 0.060 1036 2.28 10.14 4.83 0.190 4618 10.16 45.19 1.78 0.070 1282 2.83 12.59 6.35 0.250 6818 15.00 66.72

Tabla 7.2. Resistencia Nominal al Cortante de una Soldadura en Puntos

EJEMPLO 7.1 CONEXIÓN SOLDADA DE ARCO POR PUNTOS

Dado:

Conexión soldada de arco por puntos Acero A607, grado 45 Fy = 3,170 kg/cm² Fu = 4,227 kg/cm² Diámetro visible = 1.905 cm (¾ pulgadas) Carga Muerta = 818.18 kg Carga Viva = 3,272.73 kg

Solución:

1. Resistencia requerida (Capitulo 1)



LRFD Pu = 1.2 D + 1.6 L = 1.2(818.18) + 1.6(3,272.73) = 6,218.18 kg ASD P = D + L =818.18 + 3,272.73 = 4,090.91 kg

2. Checando dimensiones

a) Usando d = 1.905 cm y t = 0.1905 cm, el diámetro promedio da y el diámetro efectivo de son: da = d – t = 1.905 – 0.1905 = 1.71 cm de = 0.7 d – 1.5 t = 0.7(1.905) – 1.5(0.1905) = 1.05 cm > 0.95 cm OK.

b) Checando distancia final

3.175 cm > (1.5 d = 1.5(1.905) = 2.85 cm) OK.

c) La distancia clara entre soldaduras es

5.08 – d = 5.08 – 1.905cm = 3.175 cm > d = 1.905 cm OK.

d) La distancia clara entre soldaduras y final de la placa

3.175 – (1.905/2) = 2.22 cm > d = 1.905 cm OK.

3. Basado en la resistencia a tensión de las laminas de acero (ver capítulo 2)

φtTt = 0.95 AnFy = 6,545.45 kg

Ta = AnFy / 1.67 = 4,136.36 kg

4. Basado en la distancia final, e = 3.175 cm.

De Fu/Fy = 4,227 / 3,170 = 1.33 > 1.08, φ = 0.70, Ω = 2.0

(4) φPn = (4) φ (eFut) = 4 (0.70) (3.175) (4,227) (0.1905) = 7,158.62 kg

(4) Pn/Ω = (4) (eFut) / Ω = (4 (3.175) (4,227) (0.1905)) / 2.0 = 5,113.90 kg

5. Basado en la capacidad de corte de cuatro soldaduras

(4) φPn = (4) 0.60 (0.589de 2 Fxx) = 6,545.45 kg

(4) φPn = (4) (1/2.5) (0.589 de 2 Fxx) = 4,372.73 kg



6. Basado en la resistencia de láminas conectadas

De ) 1 . 18 F / E 815 . 0 ( 9 t / d u a = < =

kg 73 . 272 , 7 ) F td 20 . 2 )( 60 . 0 )( 4 ( P ) 4 ( u a n = = ϕ

kg 64 . 863 , 4 ) F td 20 . 2 )( 5 . 2 / 1 )( 4 ( P ) 4 ( u a a = =

El ejemplo de diseño ilustra el diseño de conexiones soldadas. Las previsiones de diseño usadas en este ejemplo están basadas en las secciones de la especificación AISI. Porque la resistencia requerida es menor que las resistencias de diseño basadas en todas las consideraciones, el diseño es satisfactoriamente tanto para ASD como para LRFD.

7.10.- CONEXIONES ATORNILLADAS

Los siguientes criterios, de acuerdo a las Especificaciones AISI-96 se emplean en conexiones atornilladas empleadas en miembros estructurales de acero formado en frío, las cuales tienen un espesor de la parte conectada más delgada es menor que 4.76 mm (3/16 pulgada). Los tornillos, tuercas y rondanas se ajustarán y rondanas se ajustarán a una de las siguientes normas:

ASTM A307 Pernos y Conectores de Acero al Carbón, Resistencia a la Tensión 4,230 kg/cm² ASTM A325 Pernos de Alta Resistencia para Uniones de Acero Estructural ASTM A354 Tornillos, Sujetadores, Tornillos de Contacto y otros Sujetadores externamente

templados y Revenidos (para Diámetros de Tornillos menores a ½ pulgada) ASTM A449 Tornillos y sujetadores de Acero Templado y Revenido (para diámetros de Tornillos

menores a ½ pulgada) ASTM A490 Tornillos para Uniones de Acero Estructural de Acero de Aleación Templado y

Revenido

Aunque los cinco tipos de tornillos son reconocidos por la especificación AISI, los tornillos A307 y A325 son comúnmente usados para la construcción de acero formado en frío.

Cuando se utilicen otros tornillos (pernos) diferentes a los anteriores, deberán indicarse los detalles referentes a dibujo y acotaciones adecuadas, así como el tamaño de los sujetadores que se emplearán y la resistencia nominal supuesta del diseño.

Los tornillos (pernos) se instalarán y apretarán para lograr un comportamiento aceptable de las conexiones que actúan en las condiciones de servicio usuales.

Los agujeros para los tornillos no excederán los tamaños especificados en el Capitulo 2, a excepción de usar agujeros más largos en placas base o sistemas estructurales conectados a muros de concreto.



7.11.- TIPOS DE FALLA DE CONEXIONES ATORNILLADAS

Hay cuatro tipos generales de modos de falla de secciones atornilladas en la construcción de acero formado en frío. Desplazamientos subsecuentes cubrirán las resistencias de diseño para los varios estados limite.

(a) Falla por corte longitudinal de la lámina

Figura 7.20. Falla Por corte Longitudinal

(b) Falla por aplastamiento de la lámina

Figura 7.21. Falla Por Aplastamiento

(c) Falla por tensión de la lámina

Figura 7.22. Falla por tensión

(d) Falla por corte del tornillo

Figura 7.23. Falla por Corte



7.12.- RESISTENCIA AL CORTE DE DISEÑO BASADO EN ESPACIAMIENTO Y DISTANCIA DE BORDE

La resistencia nominal al cortante, Pn, de la parte conectada es afectada por el espaciamiento y distancia al borde en la dirección de la fuerza aplicada se determinará como a continuación:

Pn = t e Fu

(a) Cuando Fu/Fsy > 1.08: Ω = 2.00 (Método ASD) φ = 0.70 (Método LRFD)

(b) Cuando Fu/Fsy < 1.08: Ω = 2.22 (Método ASD) φ = 0.60 (Método LRFD)

Donde:

Pn = Resistencia nominal por tornillo (pernos) e = La distancia medida en la línea de fuerza a partir del centro del agujero estándar al borde más

próximo de un agujero adyacente o al extremo de una parte conectada t = Espesor de la parte conectada más delgada Fu = Resistencia en tensión de la parte conectada Fsy = Punto de fluencia de la parte conectada

Para borde desgarrado, la resistencia al corte de diseño de la parte conectada es determinada en la base del espaciamiento y la distancia de borde usada en la conexión. Además de esto, existen algunas limitaciones en distanciamiento:

→ La distancia mínima entre los centros de los agujeros de los tornillos proporcionarán un espacio libre que sea suficiente para las cabezas de los tornillos, tuercas, rondanas, pero no será menor a 3 veces el diámetro nominal del tornillo (d).

→ La distancia desde el centro de cualquier agujero estándar hasta el extremo u otra frontera del miembro conectado no será menor a 1 ½ d.

→ La distancia libre entre los bordes de dos agujeros adyacentes no será menor a 2d y la distancia entre el borde del agujero y el extremo del miembro no será menor a d.

7.13.- RESISTENCIA A TENSIÓN DE DISEÑO DE LA PARTE CONECTADA



La resistencia nominal de tensión, Pn, en la sección neta de la parte conectada se determina como se indica a continuación:

(a) Cuando las rondanas se suministran debajo de la cabeza del tornillo como de la tuerca Pn = (1.0 – 0.9r + 3rd/s) FuAn < FuAn

Para cortante doble: Para cortante simple: Ω = 2.00 (Método ASD) Ω = 2.22 (Método ASD) φ = 0.65 (Método LRFD) φ = 0.55 (Método LRFD)

(b) Cuando sólo se suministra una rondana bajo de la cabeza del tornillo como de la tuerca Pn = (1.0 – r + 2.5rd/s) FuAn < FuAn


El resultado de cualquiera de las dos ecuaciones anteriores no debe exceder lo siguiente:

Pn = FyAn Ω = 1.67 (Método ASD) φ = 0.95 (Método LRFD)

Donde:

An = Área de la parte conectada r = Fuerza transmitida por el o los tornillos en la sección considerada, dividida por la fuerza de

tensión en el miembro en esa sección. Si r es menor que 0.2, puede tomarse igual a cero s = Separación de los tornillos perpendicular a la línea de esfuerzos

(en el caso de un sólo tornillo, s = Ancho transversal de la lámina) Fu = Resistencia en tensión de la parte conectada Fy = Punto de fluencia de la parte conectada

7.14.- RESISTENCIA A FLEXIÓN DE DISEÑO DE LA PARTE CONECTADA

Aplastamiento

La resistencia nominal a flexión, o bien, al aplastamiento en Conexiones atornilladas con rondanas bajo la cabeza del tornillo y tuercas, se resume en la siguiente tabla, de acuerdo a las Especificaciones AISI-96:

Espesor de la Parte Conectada t (mm)

(pulgadas) Tipo de junta

Relación Fu/Fsy

de la Parte Conectada

Ω (Método

ASD)

φ (Método

LRFD)

Resistencia Nominal

Pn

> 1.08 2.22 0.55 3.33 Fu dt 0.61 < t < 4.76 (0.024 < t < 0.1875)

Lámina Interior de una Conexión de Cortante

Doble < 1.08 2.22 0.65 3.00 Fu dt



Cortante simple y Láminas Exteriores de una

Conexión de Cortante Doble

Sin límite 2.22 0.60 3.00 Fu dt

t > 4.76 (t > 3/16)

ESPECIFICACIONES AISC

Tabla 7.3. Resistencia Nominal al Aplastamiento para Conexiones Atornilladas con rondanas bajo las cabezas de tornillos y tuercas

La resistencia nominal a flexión, o bien, al aplastamiento en Conexiones atornilladas sin rondanas bajo la cabeza del tornillo y tuercas, se resume en la siguiente tabla, de acuerdo a las Especificaciones AISI-96:

Espesor de la Parte Conectada t (mm)

(pulgadas) Tipo de junta

Relación Fu/Fsy

de la Parte Conectada

Ω (Método

ASD)

φ (Método

LRFD)

Resistencia Nominal

Pn

Lámina Interior de una Conexión de Cortante

Doble > 1.08 2.22 0.65 3.00 Fu dt

0.61 < t < 4.76 (0.024 < t < 0.1875)

Cortante simple y Láminas Exteriores de una

Conexión de Cortante Doble

> 1.08 2.22 0.70 2.22 Fu dt

t > 4.76 (t > 3/16)

ESPECIFICACIONES AISC

Tabla 7.4. Resistencia Nominal al Aplastamiento para Conexiones Atornilladas sin rondanas bajo las cabezas de tornillos y tuercas

El diseño de aplastamiento de una parte conectada es altamente dependiente sobre el uso de rondanas, y la magnitud de la ductilidad de la parte conectada. En adición al uso de rondanas, la capacidad al aplastamiento de la parte conectada es influenciada por el espesor de la parte, el diámetro nominal del tornillo, y la resistencia a tensión de la parte, la cual es consistente con construcción de rolado en caliente. Generalmente las conexiones de acero formado en frío no usan rondanas.

Cortante y tensión en los tornillos

Para la construcción de acero formado en frío, cuando los tornillos son sujetos a corte y tensión combinados, la resistencia a tensión de diseño es determinada en una manera similar a la construcción de rolado en caliente. La resistencia nominal a cortante y tensión de los tornillos, se calcula como se indica a continuación:

Pn = AbF



Donde:

Ab = Área bruta de la sección transversal del tornillo F = Fnv o Fnt cuando el tornillo esté sujeto a cortante o tensión F = F’nt o Fnt cuando el tornillo esté sujeto a la combinación de cortante y tensión

En la siguiente tabla se encontrarán los valores necesarios tomados de las Especificaciones AISI-96:

RESISTENCIA A LA TENSIÓN RESISTENCIA AL CORTANTE DESCRIPCIÓN DE LOS TORNILLOS

Ω (ASD

)

φ (LRFD)

Fnt

(ksi) [Mpa]

Ω (ASD

)

φ (LRFD

)

Fnv

(ksi) [Mpa]

Tornillos A307, Grado A 6.4mm (1/4”) < d < 12.7mm (½”)

2.25 0.75 (40.5) [279]

2.40 0.65 (24.0) [165]

Tornillos A307, Grado A d > 12.7mm (½”)

2.25 0.75 (45.0) [310]

2.40 0.65 (27.0) [186]

Tornillos A325, cuando las roscas no son excluidas de los planos de corte

2.00 0.75 (90.0) [621]

2.40 0.65 (54.0) [372]

Tornillos A325, cuando las roscas son excluidas de los planos de corte

2.00 0.75 (90.0) [621]

2.40 0.65 (72.0) [496]

Tornillos A354, Grado BD ¼” < d < ½”, cuando las roscas no son excluidas delos planos de corte

2.00 0.75 (101.0) [696]

2.40 0.65 (59.0) [407]

Tornillos A354, Grado BD ¼” < d < ½”, cuando las roscas son excluidas de los planos de corte

2.00 0.75 (101.0) [696]

2.40 0.65 (90.0) [621]

Tornillos A449, ¼” < d < ½”, cuando las roscas no son excluidas de los planos de corte

2.00 0.75 (81.0) [558]

2.40 0.65 (47.0) [324]

Tornillos A449, ¼” < d < ½”, cuando las roscas son excluidas de los planos de corte

2.00 0.75 (81.0) [558]

2.40 0.65 (72.0) [496]

Tornillos A490, cuando las roscas no

2.00 0.75 (112.5) [776]

2.40 0.65 (67.5) [465]



son excluidas de los planos de corte Tornillos A490, cuando las roscas son excluidas de los planos de corte

2.00 0.75 (112.5) [776]

2.40 0.65 (90.0) [621]

Tabla 7.5. Resistencia Nominal al Cortante y a la Tensión para los Tornillos

DESCRIPCIÓN DE LOS TORNILLOS

LAS ROSCAS NO ESTÁN EXCLUIDAS DE LOS

PLANOS DE CORTANTE

LAS ROSCAS ESTÁN EXCLUIDAS DE LOS

PLANOS DE CORTANTE

Ω ASD

Tornillos A325 Tornillos A324; Grado BD Tornillos A449 Tornillos A490

758 – 25 fv < 607 841 – 25 fv < 676 690 – 25 fv < 552 938 – 25 fv < 745

758 – 19 fv < 607 841 – 19 fv < 676 690 – 19 fv < 552 938 – 19 fv < 745

2.00

Tornillos A307; Grado A Cuando 6.4mm < d < 12.7mm Cuando d > 12.7mm

359 – 28 fv < 276 403 – 28 fv < 310

2.25

Tabla 7.6. Esfuerzo Nominal de Tensión, F’nt (MPa) para tornillos (pernos) sujetos a una combinación de cortante y tensión

DESCRIPCIÓN DE LOS TORNILLOS

LAS ROSCAS NO ESTÁN EXCLUIDAS DE LOS

PLANOS DE CORTANTE

LAS ROSCAS ESTÁN EXCLUIDAS DE LOS

PLANOS DE CORTANTE

φ LRFD

Tornillos A325 Tornillos A324; Grado BD Tornillos A449 Tornillos A490

779 – 17 fv < 621 876 – 17 fv < 696 696 – 17 fv < 558 972 – 25 fv < 776

779 – 13 fv < 607 876 – 13 fv < 676 696 – 13 fv < 552 972 – 13 fv < 745

0.75

Tornillos A307; Grado A Cuando 6.4mm < d < 12.7mm Cuando d > 12.7mm

324 – 25 fv < 279 359 – 25 fv < 310

0.75

Tabla 7.7. Esfuerzo Nominal de Tensión, F’nt (MPa) para tornillos (pernos) sujetos a una combinación de cortante y tensión

7.15.- RUPTURA AL CORTANTE

La ruptura al corte, la cual puede ocurrir a lo largo de un plano a través de sujetadores para conexiones de viga en sus extremos, donde uno o más patines estén reforzados, es evaluada usando las ecuaciones adoptadas de la construcción rolado en caliente. La resistencia nominal al cortante, Vn, se calcula de la siguiente manera:

Vn = 0.6FuAwn Ω = 2.00 (Método ASD)



φ = 0.75 (Método LRFD) Donde:

Awn = (dwc – ndh)t dwn = Peralte del alma reforzada n = Número de agujeros en el plano crítico dh = Diámetro del agujero Fu = Resistencia a la tensión t = Espesor del alma reforzada

EJEMPLO 7.2 CONEXIÓN ENPERNADA

Dado:

Conexión empernada Acero A570, grado C Fy = 2,325 kg/cm² Fu = 3,664 kg/cm² Diámetro = 1.27 cm (½ pulgadas) Tornillos A307 Con rondanas bajo la cabeza del Perno y tuercas Usar agujeros estándar Carga Muerta = 454.55 kg Carga Viva = 1,818.18 kg

Solución:

1. Resistencia requerida (Capitulo 1)

LRFD Pu = 1.2 D + 1.6 L = 1.2(454.55) + 1.6(1,818.18) = 3,454.55 kg ASD P = D + L = 454.55 + 1,818.18 = 2,272.73 kg

2. Checando dimensiones y requerimientos (Capitulo 1)

Distancia entre los centros de los agujeros de los pernos 5.08 cm > (3 d = 3.81 cm) OK

Distancia del centro del agujero al final de la placa 2.54 cm > (1 ½ d = 1.905 cm) OK



Distancia clara entre los bordes y agujeros adyacentes 5.08 - (1.27 + 0.16) = 3.65 cm > 2d OK

Distancia clara entre el borde del agujero y el final de la lámina 2.54 - (1.27 + 0.16)/2 = 1.825 > d OK

3. Basado en la distancia final, e = 2.54 cm

De Fu/Fy = 3,664 / 2,325 = 1.58 > 1.08, φ = 0.70, Ω = 2.0

(4) φ Pn = (4) φ (t e Fu) = 6,954.55 kg

(4) Pn / Ω = (4) (t e Fu) / Ω = 4,954.55 kg 4. Basado en la resistencia a tensión de la lámina de acero

φtTt = 0.95 AnFy = 0.95 (1.94)(2,325) = 4,277.27 kg

Ta = AnFy / Ω = (1.94)(2,325) / 1.67 = 2,700.90 kg

5. Basado en la resistencia a tensión de la lamina de acero

a. Línea a-a de lamina A (r = 0.5) Pn = (1 – 0.9 r + 3 rd/s) FuAn < FuAn

Pn = 6,545.45 kg < 7,090.91 kg

b. Línea b-b de lamina A (r = 1.0) Pn = 2 (1 – 0.9 r + 3 rd/s) FuAn < 2 FuAn

Pn = 12,045.45 < 14,181.82 kg

De los casos a y b, usamos Pn = 6,545.45 kg

φPn = (0.55) (6,545.45) = 3,600.00 kg

Pa = 6,545.45 / 2.22 = 2,948.40 kg

6. Basado en la resistencia a flexión

(4) φ Pn = (4) (0.60)(3.00Fudt) = 8,954.55 kg

(4) Pn / Ω = (4) (3.00Fudt)/ 2.22 = 6,727.27 kg



7. Basado en la resistencia al corte de los tornillos

(4) φ Pn = (4) (0.65)(AbFn) = 6,272.73 kg

(4) Pn / Ω = (4) (AbFn) / 2.70 = 3,563.64 kg

7.16.- CONEXIONES CON TORNILLOS

Este tipo de conexiones no es característico en la construcción de acero rolado en caliente, más bien, en la construcción de acero formado en frío, el uso de tornillos para conexiones estructurales es totalmente común.

Los tornillos son comúnmente usados en sistemas de techo de acero, ambos para fijación de paneles de techo de acero al miembro estructural, también como para la interconexión de paneles adyacentes.

Figura 7.24. Traslape extremo de empalme y Sujeción intermedia

Otra notable aplicación de conexiones con tornillos, podemos verla en las estructuras de este tipo:



Figura 7.25. Estructura de Acero de Peso Ligero

Los tornillos son los sujetadores a escoger para la fijación de viguetas o columnas a un riel, y laminado del miembro estructural.

7.17.- REQUISITOS DE DISEÑO

Debido al inmenso arreglo de tipos y geometrías de tornillos, las previsiones de diseño de la AISI son limitados a los diámetros específicos y tipos de tornillos. Así mismo las ecuaciones de diseño tienen alguna variación de los datos provenientes de pruebas.

Por lo que se muestran a continuación algunas limitaciones:

LIMITACIONES DE LA ESPECIFICACIÓN

~ Tornillos autotaladrables con 2.03 mm (0.08 pulgadas) < d < 6.35 mm (0.25 pulgadas), siendo d, el diámetro nominal del tornillo ~ Los tornillos serán de rosca formada o de rosca cortada, con o sin punta de autotaladro ~ Se permitirán valores de diseño basado en pruebas ~ Para diafragmas usarán las especificaciones dadas en el Capítulo 6 ~ Se instalarán y apretarán de acuerdo con las recomendaciones del fabricante

El comportamiento de una conexión con tornillo es un fenómeno muy complejo, y esta capacidad de transmisión de carga puede ser regulada por unos de estos siete estados límite.



ESTADOS LÍMITE DE CONEXIONES CON TORNILLOS

1. Corte longitudinal de lamina (borde rasgándose) 2. Falla por aplastamiento de la lamina 3. Despedazamiento del tornillo y rasgadura subsecuente de la lámina 4. Falla por corte del tornillo 5. Tensión al tirar fuera el tornillo 6. Tensión al tirar sobre la lamina 7. Falla por tensión del tornillo

Los estados límite son los mismos experimentados por una conexión atornillada; los estados límite que son únicos para las conexiones con tornillo son los estados límite 3 y 5. Esto debido a que el tornillo no tiene una sujeción, como una tuerca, esto hace que pueda levantar y jalar fuera de la lámina conectada cuando está sujeta a una carga por corte, similarmente, el tornillo se puede extraer de la lámina cuando este sujeta a carga por tensión.

Espaciamiento Mínimo La distancia entre los centros de los sujetadores no será menor a 3d.

Distancias Mínimas al extremo y de borde La distancia a partir del centro de un sujetador al borde de cualquier parte no será menor a 3d. si la conexión está sujeta a una fuerza cortante en una dirección únicamente, la distancia mínima de borde se reducirá a 1.5d en la dirección perpendicular a la fuerza.

7.18.- DISEÑO DE APLASTAMIENTO Y DESGARRAMIENTO

En las conexiones atornilladas, cuando un tornillo se sostiene sobre una parte conectada, esta parte puede pandearse. Este paneo es retenido como un estado límite de aplastamiento. Ya que un tornillo es un sujetador sin unión remachada, como una tuerca, un tornillo experimentará una significante cantidad de desgarramiento debajo de la carga extrema. Los parámetros claves que afectan al aplastamiento y/o desgarramiento son el espesor menor de la lámina, el diámetro nominal del tornillo, y la resistencia a tensión de la lámina.



Figura 7.26. Aplastamiento y Desgarramiento

7.19.- DISEÑO DE TENSIÓN O CORTANTE DEL TORNILLO

CONEXIÓN DE CORTANTE

La resistencia nominal a cortante por tornillo, Pns, deberá determinarse como a continuación:

Para t2/t1 < 1.0, Pns se tomará como el valor menor de: Pns = 1.2 (t2

3 d) ½ Fu2

Pns = 2.7t1 d Fu1

Pns = 2.7t2 d Fu2

Para t2/t1 > 2.5, Pns se tomará como el valor menor de: Pns = 2.7t1 d Fu1

Pns = 2.7t2 d Fu2

Para 1.0 < t2/t1 < 2.5, Pns se determinará mediante una interpolación lineal entre los dos casos anteriores

Donde:

Pns = Resistencia nominal al cortante por tornillo d = diámetro nominal del tornillo t1 = Espesor del miembro que esta en contacto con la cabeza del tornillo t2 = Espesor del miembro que no esta en contacto con la cabeza del tornillo Fu1 = Resistencia a la tensión del miembro que esta en contacto con la cabeza del tornillo Fu2 = Resistencia a la tensión del miembro que no esta en contacto con la cabeza del tornillo

CORTANTE EN TORNILLOS



La resistencia nominal al cortante del tornillo deberá determinarse según pruebas, pero no deberá ser menor a 1.25 Pns, los factores de seguridad son los siguientes:


TENSIÓN EN TORNILLOS

La resistencia nominal a tensión, Pnt, por tornillo, deberá determinarse según pruebas, pero no deberá ser menor a 1.25 Pnot o Pnov .

Para tornillos que llevan tensión, la cabeza del tornillo, tuerca o rondana tendrán un diámetro dwx no menor que 7.9 mm (5/16 pulgadas). Las rondanas, si existieran, tendrán un espesor mínimo de 1.27 mm (0.050 pulgadas)

7.20.- DISEÑO DE TENSIÓN DE EXTRACCIÓN EN EL TORNILLO (PULL-OUT)

Cuando se esta sujeto a una carga perpendicular al plano de la parte conectada, el tornillo se expone a carga a tensión. La fuerza de extracción nominal en tornillo, PAt, se calculará:

Pat = Pnot/Ω Pnot = 0.85tcdFu2

Ω = Factor de seguridad, 3.0

Donde tc es el valor menor del espesor de penetración, t2

Figura 7.27. Extracción en Tornillo

En tal situación, el estado límite potencial de conexión es extracción del tornillo (pull-out), extracción de la lámina (pull-over) o falla de tensión en el tornillo.



7.21.- DISEÑO DE TENSIÓN DE EXTRACCIÓN EN LA LÁMINA (PULL-OVER)

La fuerza de extracción nominal en lámina, Pat, se calculará:

Pat = Pnov/Ω

Pnov = 1.5t1dwFu1

Ω = Factor de seguridad, 3.0

Donde dw es el valor mayor del diámetro de la cabeza del tornillo o del diámetro de la rondana, y se tomará no mayor a 1.27 mm (1/2 pulgada).

Figura 7.28. Extracción en Lámina

La extracción de la lámina (pull-over) de la parte conectada con la cabeza del tornillo, o rondana (la lámina tira sobre la cabeza del conector), es un estado límite que es común para paneles de techos sujetos a sección e viento.

CAPITULO 8. PRUEBAS PARA CASOS ESPECIALES


8.- PRUEBAS PARA CASOS ESPECIALES



Estas pruebas se realizan en un laboratorio de pruebas independiente o por un laboratorio exclusivo de algún fabricante. Generalmente sirven para:

1. Determinar el comportamiento estructural 2. Confirmar el comportamiento estructural 3. Determinar las propiedades mecánicas

Las especificaciones AISI-96, proveen disposiciones que serán mencionadas limitándose a no referenciar a diafragmas de acero en frío.

Algunas de las causas de estas pruebas es que, debido a que los miembros formados en frío no son frecuentemente estándar ni simétricos en su sección transversal abierta, no es tan posible el cálculo de la resistencia del miembro o conexión.

Además se realizan pruebas para definir o confirmar el rendimiento estructural, sin embargo, estas no servirán cuando se tenga una previsión o ecuación establecida en la especificación, sólo son permitidas cuando la especificación no describe específicamente una situación de diseño.

8.1.- PRUEBAS PARA DETERMINAR EL COMPORTAMIENTO ESTRUCTURAL

Se realizan cuando no se puede obtener por medio del cálculo la capacidad de carga o deflexión de elementos, conexiones y otros detalles de los miembros estructurales de acero formado en frío, de acuerdo a las disposiciones dictadas por las Especificaciones AISI-96, por lo que se deben establecer pruebas y evaluarse de manera siguiente:

DISEÑO DE FACTOR DE CARGA Y RESISTENCIA (LRFD)

a) Las pruebas se evalúan en base a los valores promedios de los datos de las pruebas, procedentes de no menos de cuatro especimenes idénticos, a menos de que la desviación de cualquier resultado de un ensayo individual con respecto al valor promedio de todos los ensayos no exceda en un + 15%. Si excede, deben realizarse más pruebas de la misma clase, hasta que la desviación de cualquier prueba individual resulte sobre el valor promedio obtenido no excediendo + 15%; o al menos deben hacerse tres pruebas adicionales.

El promedio de valores de todas las pruebas realizadas deberán considerarse como resistencia nominal, Rn; para las series de pruebas Rn y el coeficiente de variación Vp de los resultados de las pruebas deberán determinarse por análisis estadístico.



b) La capacidad de carga de elementos, conjuntos, conexiones o miembros sometidos a pruebas deben satisfacer lo siguiente:

n i i R Q φ ≤ γ Σ

Donde:

∑γiQi = Resistencia requerida basada en la combinación de carga más crítica (Capítulo 1) Rn = Valor promedio de todos los resultados de las pruebas φ = Factor de resistencia

= 2

Q V 2 P V P C 2

F V 2 M V o

m m m e ) P F M ( 5 . 1 + + + β −

*

Mm = Valor medio del factor de material M, para el tipo de componente implicado (Ver Tabla 8.1) Fm = Valor medio del factor de fabricación F, para el tipo de componente implicado (Ver Tabla 8.1) Pm = Valor medio del factor profesional P, para el componente de prueba (Pm = 1.0) βo = Índice de objetivo de confianza (βo = 2.5 para miembros estructurales y 3.5 para conexiones) VM = Coeficiente de Variación del factor del material del componente implicado (Ver Tabla 8.1) VF = Coeficiente de Variación de fabricación del componente implicado (Ver Tabla 8.1) CP = Factor de corrección

= (1 + 1/n)m/(m-2) para n > 4, y 5.7 para n = 3 VP = Coeficiente de variación resultado de pruebas, pero no menor que 6.5% m = Grados de Libertad (n-1) n = Número de pruebas VQ = Coeficiente de variación del efecto de carga (VQ = 0.21) e = Base logaritmo natural (e = 2.718…)

* Para vigas que tengan un patín a tensión continuamente sujeto a un piso o recubrimiento y con un

patín a compresión lateralmente sin arriostrar, φ se determinará con un coeficiente de 1.6 en lugar de 1.5, βo = 1.5 y VQ = 0.43.

Tabla 8.1. Datos Estadísticos para la Determinación del Factor de la Resistencia

TIPO DE COMPONENTE Mm VM Fm Vf

Atiesadores Transversales 1.10 0.10 1.00 0.05

Atiesadotes de Cortante 1.00 0.06 1.00 0.05

Miembros en Tensión 1.10 0.10 1.00 0.05

MIEMBROS EN FLEXIÓN

Resistencia a la Flexión 1.10 0.10 1.00 0.05

Resistencia al Pandeo Lateral 1.00 0.06 1.00 0.05

Patín continuamente sujeto a Pisos y Techos con conectores 1.10 0.10 1.00 0.05

Resistencia al Cortante 1.10 0.10 1.00 0.05

Combinación de Cortante y Flexión 1.10 0.10 1.00 0.05

Resistencia al Desgarramiento del alma 1.10 0.10 1.00 0.05



Combinación de Flexión y Desgarramiento del alma 1.10 0.10 1.00 0.05

Miembros en Compresión concéntricamente cargados 1.10 0.10 1.00 0.05

Combinación de Carga Axial y Flexión 1.05 0.10 1.00 0.05

MIEMBROS CILÍNDRICOS TUBULARES

Resistencia a la Flexión 1.10 0.10 1.00 0.05

Compresión Axial 1.10 0.10 1.00 0.05

MONTANTES EN MURO Y CONJUNTOS

Montantes en Muro a Compresión 1.10 0.10 1.00 0.05

Montantes en Muro a Flexión 1.10 0.10 1.00 0.05

Montantes en Muro con una Combinación de Carga Axial y Flexión 1.05 0.10 1.00 0.05

CONEXIONES SOLDADAS

Soldaduras de Arco en Punto

Resistencia al cortante en Soldadura 1.10 0.10 1.00 0.10

Falla de placa 1.10 0.08 1.00 0.15

Soldadura de Arco en Costura


Desgarramiento de placa 1.10 0.10 1.00 0.10

Soldaduras de filete


Falla de placa 1.10 0.08 1.00 0.15

Soldaduras abocinadas

Resistencia al cortante en soldadura 1.10 0.10 1.00 0.10

Falla de placa 1.10 0.10 1.00 0.10

Resistencia de soldaduras 1.10 0.10 1.00 0.10

CONEXIONES ATORNILLADAS

Espaciamiento mínimo y distancia mínima al borde 1.10 0.08 1.00 0.05

Resistencia a la tensión en la sección neta 1.10 0.08 1.00 0.05

Resistencia al aplastamiento 1.10 0.08 1.00 0.05

CONEXIONES CON PIJAS

Espaciamiento mínimo y distancia mínima al borde 1.10 0.10 1.00 0.10

Resistencia a la tensión en la sección neta 1.10 0.10 1.00 0.10

Resistencia al aplastamiento 1.10 0.10 1.00 0.10

La tabla anterior no excluye el empleo de otros datos estadísticos documentados si es que se establecieron a partir de resultados suficientes sobre las propiedades de materiales y fabricación.

c) Si el punto de fluencia del acero, a partir del cual están formadas las secciones, es mayor que el valor especificado, los resultados de los ensayos se ajustarán por debajo del punto de fluencia especificado del acero que pretende emplear el fabricante. Los resultados de pruebas no se ajustarán en ascendencia.



DISEÑO DE VALORES ADMISIBLES (ASD)

La resistencia de diseño admisible deberá calcularse como:

Ω = / R R n a

Donde :

Rn = Valor promedio de todos los resultados de las pruebas Ω = Factor de seguridad que debe calcularse Ω = 1.6/φ 8.2.- PRUEBAS PARA COMPROBAR EL COMPORAMIENTO ESTRUCTURAL

Estas pruebas se llevan a cabo, cuando se requiere corroborar lo establecido por medio de las disposiciones y ecuaciones de las Especificaciones AISI-96, con el propósito de obtener que la capacidad de soporte de carga no sea menor a la resistencia nominal, Rn.

Una prueba exitosamente confirmatoria demuestra una resistencia nominal de acuerdo a la especificación.

Aunque los miembros y conexiones de acero formado en frío diseñados de acuerdo con las previsiones de la especificación necesitan no tener resistencia de diseño no confirmada por la prueba, códigos oficiales de construcción, ingenieros de consulta, ingenieros de manufactura, pueden desear validar una capacidad de carga calculada. Por ejemplo, la influencia de excentricidades en conexiones no son frecuentemente tan entendidas, y por tanto, una prueba confirma la integridad de que tal conexión puede ser benéfica.

8.3.- PRUEBAS PARA DETERMINAR LAS PROPIEDADES MECÁNICAS

Sección completa

Para determinar las propiedades mecánicas de éstas secciones, se siguen las siguientes disposiciones:

a) Los ensayos a tensión van de acuerdo a los Métodos Estándar y Definiciones para Ensayos Mecánicos de Productos metálicos, ASTM A370. La determinación del punto de fluencia a compresión se efectuará por medio de pruebas a la compresión sobre probetas cortas de especimenes de la sección.

b) El esfuerzo de fluencia en compresión se tomará como el valor menor ya sea, de la resistencia máxima a la compresión dividida entre su área transversal o del esfuerzo determinado por alguno de estos métodos:

1.- Método del Diagrama Autográfico



2.- Método de deformación total bajo carga 3.- Método del 0.2% de compensación

c) Donde el efecto principal de la carga a la cual está sujeta la pieza en servicio produzca esfuerzos de flexión, el punto de fluencia se determinará únicamente para los patines. Cada probeta consistirá de un patín completo más una porción del alma de tal altura que la relación ancho plano espesor sea

tal que el valor ρ de la probeta sea la unidad.

d) Para fines de aceptación y control se ensayarán dos probetas de sección completa por cada lote de no más de 50 toneladas, ni menos de 30 toneladas de cada perfil, o un ensayo por cada lote de menos de 30 toneladas de cada perfil.

e) Las pruebas de tensión o compresión para las rutinas de aceptación y de propósitos de control, dependen del fabricante, si las realiza, debe demostrar que éstos ensayos representen con seguridad el punto de fluencia de la sección.

Partes planas de secciones formadas

Para determinar las propiedades mecánicas de éstas secciones, se siguen las siguientes disposiciones:

El punto de fluencia de las partes planas Fyf, se obtiene promediando los puntos de fluencia de especimenes estándar extraídos en forma longitudinal a partir de las partes planas de una pieza representativa formada en frío.

El promedio ponderado se obtendrá sumando los productos del punto de fluencia promedio de cada porción plana por su área de sección transversal dividido entre el área total de las partes planas en la sección transversal.

El número exacto de las probetas dependerá de la forma del miembro, o bien, del número de porciones planas en la sección transversal; al menos se tomará una probeta de la mitad de cada parte plana.

Acero virgen

Para determinar las propiedades mecánicas del acero después del formado en frío, cuando se incremente el punto de fluencia de éste, se siguen las siguientes disposiciones:

Se tomarán al menos cuatro probetas ensayadas a tensión por cada lote, con el propósito de establecer los valores representativos del punto de fluencia en tensión del acero virgen y la resistencia última.

Las probetas se tomarán en forma longitudinal a partir de un cuarto del ancho del rollo de acero.



8.4.- PROCEDIMIENTOS DE PRUEBAS

Estos procedimientos ayudan al ingeniero en la ejecución de un programa de pruebas válido, la AISI ha desarrollado procedimientos de pruebas para algunas situaciones de pruebas comunes.

• Rigidez rotacional – lateral • Método de la prueba de columna de tope • Conexiones mecánicamente fijadas • Método de la prueba de diagrama

CAPITULO 9. ESTRUCTURAS DE ACERO LIGERO


9.1.- ESTRUCTURAS DE ACERO LIGERO EN LA CONSTRUCCIÓN



Figura 9.1. Estructuración de Acero Ligero

Las Estructuras de Acero Ligero pueden ser divididas dentro de dos categorías:

COMERCIAL – INDUSTRIAL RESIDENCIAL

Muros de cortina o antepechos Muros de sótano Pisos Viguetas de piso

Techos Muros a flexión no cargados Viguetas y largueros Ensambles y armaduras de techo

Divisorios

Figura 9.2. Estructuración de Acero Ligero



El uso del hacer formado en frío en el sector comercial-industrial, ha sido por muchos años atrás, por otra parte, el acero formado en frío en el sector residencial está ganando créditos, sobre todo en países desarrollados.

9.2.- COMENTARIOS Y VENTAJAS DE LA ESTRUCTURACIÓN DE ACERO LIGERO

En países como Estados Unidos y Canadá, se ha venido trabajando con este tipo de estructuras de acero para la construcción residencial, e industrial y comercial, y han obtenido ventajosos resultados, esto debido al incremento del precio de la madera y a la disminución de su calidad como material estructural.

Por su parte, el acero cuenta con una utilidad bastante importante y una calidad estructural garantizada. La estructuración de acero ligero tiene algunas ventajas, que ya han sido mencionadas, como son:

• Material reciclable • Rendimiento sísmico y de huracán superior • Material no combustible • Dimensionalmente estable en cualquier clima • Resistencia a los insectos • El acero no se pudrirá • Estabilidad en el precio • Calidad consistente del material • Alta resistencia a la relación de masa • Fácil de manejar y transportar • Fácil en la fabricación y producción de masa • Rapidez de instalación • Flexibilidad en el diseño • La ingeniería estructural es reducida para casas residenciales comunes (Método establecido)

Sin embargo, para hacer funcional y más utilizado este tipo de estructuración, se deben superar algunos obstáculos como son, buen diseño y construcción estructural, y tomar medidas contra la emisión térmica y algunos otros factores físicos o de medio ambiente.

9.3.- IDENTIFICACIÓN DEL ACERO

Para obtener una mejor calidad en los miembros estructurales, y por tanto, en la estructuración de acero ligero, logramos identificar el producto por medio de los siguientes parámetros:

~ Identificación de los fabricantes



~ Espesor mínimo no revestido de acero (mils) ~ Designación de revestimiento mínimo ~ Resistencia mínima a la fluencia (ksi)

9.4.- FABRICACIÓN DE PRODUCTOS DE ACERO LIGERO

La fabricación de secciones más común que podemos observar es la de Rolado-Formado, o bien formado en rollo. Algunos productos provenientes de este formado en frío son los siguientes:

Figura 9.3. Lámina y Placa Antiderrapante

Figura 9.4. Lámina galvanizada

Figura 9.5. Cintas Laminadas



Figura 9.6. Perfiles

9.5.- HERRAMIENTAS PARA CONSTRUCCIÓN DE ESTRUCTURAS DE ACERO LIGERO

Algunas herramientas utilizadas para la construcción de estructuras de acero ligero (formado en frío), son las siguientes:

• Sierra para cortar (Carbide Blade) • Taladro tira-tornillos eléctricos (2000-2500 rpm) • Tijeras de hojalateros y cortadoras • Agarraprensa de tornillos • Marcador de tinta

9.6.- SECCIONES EN “C”

Se han estandarizado algunos tamaños de secciones en “C”, con el fin de al coincidir, tan cerca como sea posible, los tamaños de los miembros de estructuras de madera comúnmente usadas, en la estructuración de acero ligero.

TAMAÑO NOMINAL ALTURA DEL ALMA ANCHO DEL PATÍN TAMAÑO DE CEJA 2 x 4 pulgadas 8.89 cm 4.13 cm 1.27 cm 2 x 6 pulgadas 13.97 cm 4.13 cm 1.27 cm 2 x 8 pulgadas 20.32 cm 4.13 cm 1.27 cm 2 x 10 pulgadas 25.40 cm 4.13 cm 1.27 cm



2 x 12 pulgadas 30.99 cm 4.13 cm 1.27 cm

Tabla 9.1. Tamaños de sección en C cargada a flexión

DESIGNACIÓN (mils) ESPESOR NO REVESTIDO CALIBRE DE REFERENCIA 33 0.0838 cm 20 43 0.1092 cm 18 54 0.1372 cm 16 68 0.1727 cm 14

Tabla 9.2. Espesor mínimo de acero

Por muchos años la industria uso la designación familiar “calibre” para identificar el espesor del acero de un producto dado de acero formado en frío. Esto se cambió a la designación “mil” como se muestra en la tabla anterior.

Si bien esta sección es de gran importancia, por sus múltiples aplicaciones, por ejemplo:

→ Pueden ser usadas como una forma de trabajo de construcción de cimentación, las cuales aseguran un buen nivel de superficie.

→ Pueden ser usadas para estructurar muros de sótano, las cuales dan rigidez a diafragmas. → Puede haber viguetas en pisos de secciones en C. → Atiesadores de alma pueden ser localizados fuera de la sección C. → Otro método de arriostramiento de muro puede ser logrado con un canal rolado en frío y

fijaciones con ángulos sujetadores. → Combinación de secciones en canal y en C pueden ser conectadas juntas para formar una sección

tubular.

9.7.- TIPOS DE CONSTRUCCIÓN

• Pegar construido • Panelizado • Modular • Combinación de los anteriores

A continuación se mencionan de modo general, algunos puntos que forman parte del sistema constructivo de estructuras de acero ligero:

± Los tableros nervados de panel de acero son usados en la construcción de muros de sótano.



± El entarimado puede ser usado para soportar cargas laterales.

± Debido al incremento de cargas de las estructuras de medio peralte, un diseño de todo el acero es privilegiado cuando se provee de soporte lateral a los montantes cargados axialmente.

± Las viguetas de piso pueden ser fijadas una con otra (alma con alma) sobre una viga de acero rolada en caliente con un simple ángulo sujetador.

± La vigueta de piso conectada una con otra encima de un muro columna puede ser utilizado sobre un muro interior cargado a flexión.

± Los sujetadores adicionales serán requeridos para proveer adecuado soporte al alma para su configuración.

± Los atiesadores de alma deben ser del mismo tamaño al ancho de la vigueta. ± Las viguetas de piso pueden ser arriostradas para soporte lateral con zunchamiento y encribado

sólido incrementado. El encribado sólido actúa como sistema estable lateralmente para resistir fuerzas transferidas desde cada vigueta a través de cada solera.

± Un ángulo simple fijado al alma puede ser significante para soportar el final de la vigueta al travesaño.

± Las secciones en cajón con dos almas requerirán una fijación de sujetador doble para transferir el corte de cada alma de la sección combinada dentro del travesaño ensamblado de soporte.

± Las aberturas de escalera pueden ser diseñadas con combinaciones de estructuras ensambladas de acero.

± Las líneas de servicio e instalación eléctrica pasan a través de miembros de acero formado en frío.

± Las placas reforzadas en el alma deben ser diseñadas al compensar para remover el material del alma en montantes y viguetas.

± Las armaduras ligeras de acero pueden ser diseñadas para reensamblar las configuraciones de armaduras más comunes; por ejemplo Armadura de Pendolón, Armadura Belga o Armadura Pratt.

± Un ante-techo y plafond puede ser formado por fijación a un miembro poco profundo al alma de la parte superior de la viga de techo en voladizo y extenderla horizontalmente dentro del muro exterior.



9.8.- RENDIMIENTO TÉRMICO

Para lograr un buen funcionamiento a nivel térmico, se requiere llevar a pie algunas recomendaciones:

• Arriostramiento con control térmico • Aislamiento en oquedades • Aislamiento exterior para proteger patines exteriores de los montantes de acero. • Tirantez de aire • Investigación continua

CONCLUSIONES


CONCLUSIONES


CONCLUSIONES

Actualmente el acero, como material estructural esta logrando una gran aceptación en la Industria de la Construcción, debido a sus múltiples ventajas de seguridad, costo y funcionamiento, tanto para edificaciones como para obras civiles.

Esto, ha traído consigo un mayor interés y enfoque en el diseño de las estructuras de acero. Por lo que algunas instituciones como lo es la Institución Americana del Acero y el Hierro (AISI) han desarrollado una serie de especificaciones para diseño estructural, dependiendo así del tipo de acero y proceso de formado.

En este trabajo, pretendí dar un enfoque muy general de las especificaciones necesarias a cumplir para el diseño de estructuras de acero formadas en frío AISI-96. Esto, con el objetivo de dar a conocer información poco existente a nuestro alcance, que sirva de ayuda para diseñar con miembros estructurales de acero formado en frío. Debido a que no contamos con la información necesaria para estos casos de acero y además para divulgar la información, primero dentro de la Institución, y para formar parte del desarrollo de cada uno de los estudiantes, que analicen este documento, cuya finalidad no me fue más que recopilar la información necesaria, tanto de teoría como de ejemplos resueltos en unidades internacionales para un mayor entendimiento. Así mismo para basarse en el cálculo de las propiedades mecánicas de cada miembro estructural como la resistencia a tensión, cortante, esfuerzos, etc, que son esenciales para el diseño.

Quizá en poco tiempo logremos lo que países altamente desarrollados, como lo son Canadá y Estados Unidos), usar como sistema de construcción elementos de acero formado en frío diseñados especialmente con las especificaciones correspondientes.

Además es muy importante considerar que los factores, valores, fórmulas y ecuaciones citados en este trabajo han sido elaborados a partir de pruebas especiales, y son únicamente para el diseño de este tipo de estructuras.

Con lo anterior, confirmé que para realizar cualquier Diseño Estructural se debe de depender de ciertos parámetros, ecuaciones, requisitos y demás puntos importantes para diseñar estructuras de acero en frío, dependiendo su sección transversal que puede ser variable, espesor, conexiones, pruebas de resisitencia, entre otros, que hacen funcional a la estructura. Además de conocer las variaciones de diseño estructural de acero formado en frío, con relación a lo más común, acero rolado en caliente, mediante ecuaciones, y otros parámetros.

CONCLUSIONES


ANEXOS


Si los radios son pequeños :

r 2 A y Ix

2t 3.927t 2 1.613t 2.549t 4

1.5t 3.142t 2 1.300t 1.369t 4

t 2.356t 2 0.990t 0.635t 4 Esquina circular de 90° 0.75t 1.963t 2 0.838t 0.400t 4

0.5t 1.571t 2 0.690t 0.235t 4

MANUAL A.I.S.I. 96

ARCO CIRCULAR

ÁREA LINEA ÁREA LINEA

PROPIEDADES DE ELEMENTOS BIDIMENCIONALES Y LINEALES

RECTANGULO

RECTANGULO INCLINADO

12

12 3

3

bt I

t b I

bt A

y

x

=

=

=

0 12

3

=

=

=

y

x

I

b I

b A

( )

( ) φ φ

θ θ

2 2 2 2 2

2 2 2 2 1

12

12

Cos t Sen b bt I

Cos t Sen b bt I

+ =

+ =

12

12 2

2

2

1

Lm L

Ln I

=

=

( ) ( )( )

( )( ) β β

β β

β

β

Sen r r I

y A Sen r r I

Sen r r A

y

r r t A

y

x

− − =

− + − =

− =

+

=

4 2

41

2 4 2

41

3 2

31

2 1

8 1 8 1

2 3 2

2

β R L =

β

β 2 2

Sen R y =

( ) β β

β

β β β

Sen R I

Sen Sen R I

y

x

− =

− +

=

3

2

3

2 1

2 4

2

( )

( ) ( )

( ) ( )

( )

( ) ( ) 2 4

2 4

1

2 4 2

41

2 1

3 2

3 1

2 1

3 2

31

2 1

2 1

1964 . 0 16

424 . 0

3 4

7854 . 0 4

y A r r

y A r r I

r r t r r

r r t r r y

r r t

r r t A

x

− − =

− − =

+ −

=

+ −

=

+ =

− =

π

π

π

3 1488 . 0

637 . 0 2 2

R I

R R y

R L

x =

= =

=

π

π

BIBLIOGRAFIA

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN i

BIBLIOGRAFIA

CRISTINA BEATRIZ RAMIREZ ALVA ESIA Zacatenco - IPN ii

BIBLIOGRAFÍA:

1. SEGUI, WILLIAM T; 1999, “DISEÑO DE ESTRUCTURAS DE ACERO CON LRFD”, 2DA. EDICIÓN, INTERNATIONAL THOMSON EDITORES, MÉXICO. Págs. 16, 18, 32, 86, 237, 290304, 580593, APÉNDICE B.

2. YU, WEIWEN; 1991, “COLD FORMED STEEL DESIGN”, SECOND EDITION, WILEYINTERSCIENCE, USA. Págs. 62117, 122250, 259, 298300, 336351, 357400, 506510.

3. WALKER, A.C., 1975, “DESIGN AND ANALYSIS OF COLDFORMED SECTIONS”, INTERNATIONAL TEXTBOOK COMPANY LIMITED, LONDON. Págs. 2734, 134150.

4. YU, WEIWEN AND LABOUBE, ROGER A; 1996, “RECENT RESEARCH AND DEVELOPMENTS IN COLDFORMED STEEL DESIGN AND CONSTRUCTION”, DEPARTMENT OF CIVIL ENGINEERING UNIVERSITY OF MISSOURIROLLA, USA. Págs. 4791, 155250, 499.

5. “ AMERICAN IRON AND STEEL INSTITUTE SPECIFICATIONS 1996”

GLOSARIO DE TÉRMINOS Y ABREVIATURAS


ACERO VIRGEN Se refiere a la condición del acero (enrollado o plano) antes de la operación de formado en frío.



AISI Instituto Americano del Hierro y del Acero

AISC Instituto Americano de la Construcción del Acero

ANCHO EFECTIVO Es el ancho reducido de una placa o ceja que, con una distribución de esfuerzos uniformes supuestos, producen el mismo efecto en el comportamiento de un miembro estructural que el del ancho real de la placa con su distribución de esfuerzos no uniformes.

ANCLAJE Enlace de las partes de una construcción mediante elementos metálicos (tirantes, pernos, anclas, etc.) Que aseguran la inmovilidad del conjunto.

ÁREA BRUTA Se refiere a toda el área de la sección.

ÁREA NETA Se traduce como el área real de la sección menos el área de los agujeros o de los miembros.

ARRIOSTRAMIENTO Dispositivo para evitar la deformación y el derrumbamiento de las armaduras de vigas, por medio de riostras, tornapuntas o bridas ensambladas.

ASCE Sociedad Americana de Ingenieros Civiles.

ASTM Sociedad Americana de Pruebas y Materiales.

ATIESADOR Es un miembro que normalmente es un ángulo o una placa y son unidos a la placa o al alma de una viga o trabe para distribuir la carga, transferir el cortante, o para prevenir pandeo del miembro al cual es unido.

ATIESADORES DE BORDE Son atiesadores adicionales con el fin de proteger el alma de las cargas directas de compresión.

ATIESADORES INTERMEDIOS Son los que se utilizan cuando un alma no atiesada es incapaz de resistir el cortante aplicado para proporcionar rigidez en vez de resistir directamente las cargas aplicadas.

ATIESADORES TRANSVERSALES Son aquellos unidos a las almas de las vigas en puntos de cargas concentradas o reacciones, diseñados como miembros a compresión.

COLUMNA Miembro vertical cuya función principal es soportar cargas verticales.

CURVA ESFUERZO-DEFORMACIÓN Muestra las características típicas, con la porción elástica inicial, meseta de fluencia, endurecimiento por deformación y fractura subsecuente del acero.



DEFLEXIÓN Es un estado límite de servicio que depende de la función de la viga y de la probabilidad del daño resultante.

DIAFRAGMA Es un elemento de rigidización ante cargas en el plano de la estructura, debido a las cuales va a estar sujeto un estado de cortante en el plano. Su función es equivalente a la de diagonales de arriostramiento y en muchos métodos simplificados de análisis de idealiza como tal.

DISEÑO ESTRUCTURAL Implica la selección de la sección transversal de un miembro que resista con seguridad y económicamente las cargas aplicadas.

DUCTILILDAD Capacidad de un material para ser deformado plásticamente sin presentar fractura.

ELEMENTOS ATIESADOS CON GRADIENTE DE ESFUERZOS Estos elementos atiesados están sujetos a esfuerzos tanto positivos como negativos, es decir, en tensión o compresión o ambos en compresión.

ELEMENTOS ATIESADOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS Se trata de un elemento atiesado en compresión con ambos bordes longitudinales conectados a otros elementos atiesados a esfuerzo uniforme.

ELEMENTO EN COMPRESION ATIESADO Elemento plano en compresión, del cual ambos bordes paralelos a la dirección de esfuerzos está atiesado por cualquiera de el alma, patín, ceja atiesadora, atiesador intermedio, o algo semejante.

ELEMENTO EN COMPRESION NO ATIESADO Elemento plano en compresión el cual está atiesado o solamente un borde paralelo a la dirección de esfuerzos.

ELEMENTOS UNIFORMEMENTE COMPRIMIDOS CON BORDES A TENSIÓN Estos son elementos a compresión atiesados en un borde por el alma o patín y en otro por un borde rígido (ceja).

ESBELTEZ Si un miembro estructural tiene una sección transversal pequeña en relación con su longitud, se dice que es esbelto.

ESTADO LÍMITE DE FALLA O ÚLTIMO Es el estado último de resistencia, en el cual el elemento ha alcanzado una condición de falla física.

ESTADO LIMITE DE SERVICIO Es cuando se ha alcanzado el límite para el cual se le fue diseñado y por tanto, se hace no funcional.

FACTOR DE CARGA Estos factores incrementan las magnitudes de las cargas para tomar en cuenta las incertidumbres y estimar sus valores.



FACTOR DE RESISTENCIA Para estimar con precisión la resistencia última de un elemento estructural se deben tomar en cuenta la incertidumbre que se tiene en las hipótesis de diseño, resistencia de materiales, dimensiones de cada sección, mano de obra, aproximación de los análisis, etc.

FALLA Significa la ruptura o el colapso completo de una estructura, o bien que las deformaciones rebasan algún valor limitante, de tal modo que la estructura se vuelve incapaz de realizar sus funciones.

FLEXIÓN Es la capacidad de resistir cargas y a su vez transmitirlas a sus apoyos, teniendo una deformación temporal.

LONGITUD EFECTIVA Dentro de las ecuaciones para la carga crítica de pandeo, esta longitud es KL, donde K es un factor de longitud efectiva que depende de la rotación o traslación de los apoyos, y L, es la longitud real del miembro.

MÉTODO (ASD) DISEÑO DE VALORES ADMISIBLES.- Método para dosificar componentes estructurales (miembros, conectores, elementos de conexión y montajes) tales que los esfuerzos admisibles, fuerzas admisibles o momentos admisibles no son excedidos por el requerimiento de resistencia de un componente determinado por los efectos de carga de todas las apropiadas combinaciones de cargas nominales.

MÉTODO (LRFD) DISEÑO DE FACTOR DE CARGA Y RESISTENCIA.- Método de dimensionamiento de componentes estructurales (miembros, conectores, conexión de elementos y montajes) tales que no se aplican si se excede el estado límite cuando la estructura está sujeta a todas las combinaciones apropiadas de carga.

MIEMBROS AXIALMENTE CARGADOS Cuando un miembro estructural es cargado axialmente, es decir, el esfuerzo es uniforme sobre la sección transversal y la fuerza resultante puede considerarse que actúa alo largo del eje de gravedad, que es un eje longitudinal a través del centroide. Para que el miembro este cargado concéntricamente en sus extremos, la fuerza resistente resultante proporcionada por la conexión debe también actuar a lo largo de este eje.

MIEMBROS ESTRUCTURALES DE ACERO FORMADO EN FRÍO Son aquellos manufacturados por troquelada sobre láminas, cortadas de rollos largos o placas, por rollos o láminas formadas en frío o roladas en caliente, trabajadas a temperatura ambiente natural, sin necesidad de elevar dicha temperatura.

MIEMBROS EN COMPRESIÓN Los miembros en compresión son elementos estructurales sometidos solo a fuerzas axiales de compresión; es decir, las cargas son aplicadas a lo largo de un eje longitudinal que pasa por el centroide de la sección transversal del miembro y el esfuerzo puede calcularse con fa=P/A donde fa, se considera uniforme sobre toda la sección transversal.



MIEMBROS EN TENSIÓN Elementos estructurales sometidos a fuerzas axiales de tensión.

MÓDULO DE YOUNG O MÓDULO DE ELASTICIDAD Es la razón del esfuerzo a la deformación unitaria dentro del rango elástico, denotada como E. PANDEO FLEXIONANTE Se trata de una deflexión causada por flexión respecto al eje correspondiente a la relación de esbeltez mas grande, este es usualmente el eje principal menor, o sea, aquel con el menor radio o giro.

PANDEO LATERAL TORSIONANTE Es cuando la porción en compresión de la sección transversal esta restringida por la porción en tensión y la deflexión hacia fuera es acompañada por torsión.

PANDEO LOCAL Este tipo de inestabilidad es un pandeo localizado o arrugamiento en una localidad aislada, cuando se presenta la sección transversal ya no es totalmente efectiva y el miembro habrá fallado.

PANDEO TORSIONANTE Este tipo de falla es causada por torsión alrededor del eje longitudinal del miembro, esta solo puede ocurrir en secciones transversales doblemente simétricas con elementos muy esbeltos en su sección.

PUNTO DE FLUENCIA Es el esfuerzo en el material para el cual la deformación presenta un gran incremento sin que halla un aumento correspondiente en el esfuerzo.

PUNTALES Miembros en compresión más pequeños que las columnas

RELACIÓN DE POISSON Se denomina relación de poisson a la relación entre la deformación unitaria transversal y la deformación unitaria longitudinal, bajo una carga axial dada.

RELACION DE ESBELTEZ es la relación L/r, (longitud/radio) y es una medida de esbeltez de un miembro, con valores grandes correspondientes a miembros esbeltos.

RESISTENCIA Capacidad de los materiales para soportar esfuerzo. Se determina cuantificando la fuerza máxima por unidad de área de sección que resiste un material antes de romperse.

RESISTENCIA AL CORTE Es la satisface la relación entre las fuerza cortante máxima basada en la combinación gobernante de cargas factorizadas con el factor de resistencia por cortante y la resistencia nominal por cortante.

RESISTENCIA NOMINAL Capacidad de una estructura o componente a resistir los efectos de cargas, por medio de cálculos usando resistencias específicas de materiales y dimensiones y ecuaciones derivadas sobre principios o pruebas de laboratorio.



TORNILLO Un tornillo es un pasador de metal con una cabeza formada en un extremo y el vástago roscado en el otro, para recibir una tuerca. Los tornillos se utilizan para unir entre si piezas de metal, insertándolos a través de agujeros hechos en dichas piezas, y apretando la tuerca en el extremo roscado.

TORSIÓN La torsión en elementos estructurales puede deberse a dos factores fundamentalmente diferentes; puede ser ocasionada en forma directa por las solicitaciones exteriores que obran sobre el elemento, o puede presentarse al iniciarse el pandeo de un miembro originalmente recto, sometido a solicitaciones de otro tipo.

VIGA Miembro estructural que soporta cargas transversales y queda por tanto, sometido principalmente a flexión. Si está presente también una cantidad considerable de carga axial, al miembro se llama viga-columna.

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